3 Analyse beelden beveiligingscamera s 117 en 114

Transcriptie

1 3 Analyse beelden beveiligingscamera s 117 en Algemeen De beveiligingscamera s 114 en 117 hadden, zoals in het vorige hoofdstuk uiteengezet, op het moment van de instorting het beste zicht op (een gedeelte van) de parkeergarage. De zichtbare delen van de parkeergarage zijn in rood en groen aangegeven op foto 15. De nummering van de betonnen kolommen nabij de vloerrand is overgenomen uit de gewichts- en stabiliteitsberekening van hoofdconstructeur Archimedes. Foto 15 Overzicht parkeergarage zicht beveiligingscamera 114 groen gemarkeerd De aanduiding van de verschillende aansluitingen cq. de naden tussen de BubbleDeck breedplaten is weergegeven op de plattegrond in figuur 1. Het betreft een gedeelte van de plattegrond van de vierde verdiepingsvloer van bouwdeel B. Figuur 1 Plattegrond 4 e verdiepingsvloer bouwdeel B: aanduiding naden tussen breedplaten Bijlage VII 12

2 3.2 Beelden beveiligingscamera 114 In deze paragraaf zijn diverse screenshots van de beveiligingsbeelden opgenomen. [19:00 uur 45,738 sec] - Nog niks gebeurd [19:00 uur 45,738 sec] - Vloerrand 4 e verdieping (dakvloer) draait naar achteren - De lijn waar de verlichting onder 4 e verdieping hangt, is niet meer zichtbaar (vloer zakt) - Aan de kolommen 28 en 29 en de overige verdiepingsvloeren is nog niks te zien Bijlage VII 13

3 29 28 [19:00 uur 46,418 sec] - Vloerrand 4 e verdieping (dakvloer) draait in halve seconde verder naar achteren - Tussen onderzijde betonnen dakvloer en de kolom 28 ontstaat ruimte (zie schaduw) - Aan kolommen en andere verdiepingsvloeren is niets te zien - Lichtlijn onder de 3 e verdiepingsvloer nog op dezelfde plek [19:00 uur 46,577 sec] - De 3 e verdiepingsvloer zakt - De lijn waar de verlichting onder 3 e verdieping hangt, zakt rechterdeel tussen kolom 29 en 54 blijft hierbij enigszins achter - Kolommen onder de 3 e verdiepingsvloer nog intact Bijlage VII 14

4 29 28 [19:00 uur 47,177 sec] - Vloerrand 3 e verdieping draait ook weg - De verlichting die onder de 3 e verdiepingsvloer hangt, is niet meer zichtbaar - Kolom onder de 3 e verdiepingsvloer scheurt - Kolommen op BG, 1 e en 2 e verdieping nog intact [19:00 uur 47,978 sec] - Vloerrand 2 e verdieping draait weg - Kolommen op BG en 1 e verdieping nog intact Bijlage VII 15

5 [19:00 uur 48,017 sec] - Vloerrand 1 e verdieping draait weg - Rechterdeel van vloer (bouwdeel B) blijft achter - Naad A (tussen kolommen 29 en 54) ter hoogte van de 1 e verdieping scheurt open - Kolommen BG nog intact [19:00 uur 48,017 sec] - Het zichtbare deel van de 1 e verdiepingsvloer is volledig weggedraaid en bereikt maaiveld - Kolommen op BG blijven lang staan (scheuren, cq. bezwijken wel) - Aansluitingen kolommen / 1 e verdiepingsvloer bezwijken (kolom 28 en 29) - Naad A in 1 e verdiepingsvloer is volledig door Bijlage VII 16

6 53 [19:00 uur 48,817 sec] - Deel van de 1 e verdiepingsvloer valt opzij tegen kolom 53 van bouwdeel A 53 [19:01 uur 10,057 sec] - Stofwolken zijn opgetrokken - Constructie parkeergarage gedeeltelijk ingestort - Verdiepingsvloeren liggen op elkaar - Kolom 53 van Bouwdeel A onder de 1 e verdiepingsvloer is opzij gedrukt en bezweken Bijlage VII 17

7 3.3 Beelden beveiligingscamera 117 In deze paragraaf zijn diverse screenshots van de beveiligingsbeelden opgenomen [19:00 uur 47,735 sec] - 2 e verdiepingsvloer bezwijkt in het veld (voor de 1 e verdiepingsvloer) - Kolommen op de BG en de 1 e verdiepingsvloer zijn nog intact - Linkerdeel constructie is nog intact [19:00 uur 47,975 sec] - 1 e verdiepingsvloer bezwijkt in het veld - Kolommen op de BG zijn nog intact - Linkerdeel constructie is nog deels intact Bijlage VII 18

8 3.4 Rotatie van de dakvloer Op de beelden van beveiligingscamera 114 is duidelijk te zien, dat de betonnen dakvloer als eerste in verticale richting zakt en dat de rand van deze vloer (inclusief de metalen balustrade) naar binnen draait en daarbij omhoog komt. De vloer roteert om de betonnen kolom nabij de vloerrand totdat deze de derde verdiepingsvloer bereikt. In deze paragraaf zijn twee scenario s beschouwd waar de betonnen dakvloer als eerste kan zijn bezweken. Het betreffen de volgende scenario s: Scenario 1: De dakvloer bezwijkt in dit scenario ter plaatse van de huidige breuklijn, die zich op circa 3,0 tot 3,5 meter vanaf de kolommenrij op as B bevindt (figuur 2). Voor dit bezwijkscenario is geen tweede scharnier noodzakelijk. Overige gegevens: - overspanning = circa 15 meter - vloerdikte = 450 mm - diameter betonkolom nabij vloerrand = 450 mm Figuur 2 Schematische weergave bezwijkscenario 1 t.p.v. breuklijn De rotatiehoek bedraagt (uitgaande van een star lichaam en rotatie om de rand van de kolom): tan α = 2400 / ( ) α = 13,24⁰ De rand van de vloer komt omhoog: tan 13,24⁰ = x / ( ) x = 322 mm De verdiepingshoogte neemt toe met circa : ( ) / 2850 = 11,3% Bijlage VII 19

9 Scenario 2: De dakvloer bezwijkt in dit scenario eerst ter plaatse van naad 3. Dit is de naad tussen de Bubble- Deck breedplaten in het midden van de overspanning (figuur 3). Daarna ontstaat een tweede scharnier ter plaatse van de huidige breuklijn op circa 3,0 tot 3,5 meter van de kolommenrij op as B. De breedplaten zijn tijdens de uitvoering onder afschot aangebracht. Het afschot is niet aangegeven op onderstaand figuur. Figuur 3 Schematische weergave bezwijkscenario 2 midden vloerveld De rotatiehoek bedraagt (uitgaande van een star lichaam en rotatie om de rand van de kolom): tan α = 2400 / ( ) α = 20,5⁰ De rand van de vloer komt omhoog: tan 20,5⁰ = x / ( ) x = 510 mm De verdiepingshoogte neemt toe met circa : ( ) / 2850 = 17,9% Beelden beveiligingscamera 114 De rotatie van de dakvloer en de mate waarin het uitkragende gedeelte (rand vloer tot de eerste kolom) omhoog komt, is nader geanalyseerd. Daarbij zijn twee momenten beschouwd, waarbij de lengte van de verdiepingshoogte op de beelden is gemeten. - verdiepingshoogte zonder rotatie (foto 16) = ca. 43 mm - verdiepingshoogte met rotatie (foto 17) = ca. 51 mm De toename van de verdiepingshoogte ten gevolge van het roteren van de dakvloer bedraagt ongeveer: 51/43 = 18,6% Bijlage VII 20

10 Foto 16 Verdiepingshoogte zonder rotatie Foto 17 Verdiepingshoogte met rotatie (op het moment dat de dakvloer de 3 e verd. bereikt) Conclusie: Het is, gebaseerd op de rotatie van de dakvloer en de mate waarin uit uitkragende gedeelte (rand vloer tot de eerste kolom) omhoog komt, aannemelijk dat de naad 3 tussen de BubbleDeck breedplaten (in het midden van de overspanning van de dakvloer) als eerste is bezweken Bijlage VII 21

11 4 Samengevat Gebaseerd op de analyse van de beelden van de diverse beveiligingscamera s zijn met betrekking tot het instorten van de parkeergarage de volgende conclusies getrokken: - De instorting start op de bovenste bouwlaag (4 e verdiepingsvloer/dakvloer); - De rand van de dakvloer draait, inclusief de metalen balustrade, naar binnen. Dit duidt er op dat het bezwijken van de betonnen dakvloer ergens in het veld is geïnitieerd; - Gebaseerd op de rotatie van de dakvloer, en de mate waarin uit uitkragende gedeelte (rand vloer tot de rij kolommen) omhoog komt, is geconcludeerd dat naad 3 (in het midden van de overspanning van de dakvloer) als eerste is bezweken. Als de betonnen dakvloer als eerste bij de huidige breuklijn zou zijn bezweken, wordt minder rotatie verwacht; - De dakvloer zakt in verticale richting totdat deze de 3 e verdiepingsvloer bereikt. Deze vloer kan de impact van de vallende dakvloer niet weerstaan en bezwijkt vervolgens ook ergens in het veld. De rand van de 3 e verdiepingsvloer draait daardoor eveneens naar binnen ; - Na de dakvloer en 3e verdiepingsvloer bezwijken achtereenvolgens de 2 e en de 1 e verdiepingsvloer (dominoeffect); - Op de beelden is aan de betonnen verdiepingsvloeren geen schade ten gevolge van pons geconstateerd; - De ronde betonnen kolommen nabij de gevelrand blijven ten tijde van het bezwijken relatief lang intact. De kolommen die op de beelden zichtbaar zijn bezwijken niet als eerste; - Door het zakken van de verdiepingsvloeren (in het veld) verdraaien vloeren ter plaatse van de ondersteuningen cq. de betonnen kolommen met als gevolg dat de aansluitingen tussen de betonnen kolommen en de verdiepingsvloeren bezwijken; - Er is op de beelden niet geconstateerd dat de fundering tijdens het bezwijken, zakt Bijlage VII 22

12 Bijlage VIII Beoordeling constructief ontwerp Archimedes en Opzeeland INHOUD 1 Inleiding Beoordeelde documenten Beoordeling ontwerp van Archimedes Algemeen Gewicht- en stabiliteitsberekening [1] Berekening paalwapening [2] Berekening kolommen [3] Berekening staalconstructie [4] Berekening van de poeren [5] Berekening balken en begane grondvloer [6] Beoordeling ontwerp Opzeeland Samenvatting en conclusies Bijlage VIII 1

13 1 Inleiding In deze bijlage wordt verslag gedaan van de beoordeling van het constructief ontwerp door hoofdconstructeur Archimedes Bouwadvies (hierna: Archimedes) en het constructief ontwerp van de BubbleDeck vloeren door BV Adviesburo Opzeeland (hierna: Opzeeland). De beoordeling is op hoofdlijnen uitgevoerd, waarbij de nadruk ligt op een controle van de berekeningen. De berekeningen van Opzeeland zijn voor alle verdiepingsvloeren van de parkeergarage min of meer gelijk. Van de berekeningen is alleen het ontwerp van de 4 e verdieping van bouwdeel B gecontroleerd. Voor een beschrijving van de constructie van de parkeergarage en het BubbleDeck vloersysteem wordt verwezen naar bijlage I. Een beoordeling van de bouwfase is in deze bijlage niet opgenomen. 2 Beoordeelde documenten De volgende documenten zijn beoordeeld: Van Archimedes: 1. Rapport Multi Purpose Building Eindhoven Airport te Eindhoven, gewichts- en stabiliteitsberekening (d.d ) 2. Berekening , wapeningsberekening paalwapening (d.d ) 3. Berekening , wapeningsberekening kolommen MPB (d.d ) 4. Berekening , Hoofdberekening staalconstructie (d.d ) 5. Berekening , statische berekening wapening poeren MPB (d.d ) 6. Berekening , statische berekening wapening balken en begane grondvloer MPB (d.d ) 7. Tekening nr U.01, constructieschema palen (d.d ) 8. Tekening nr U.02, constructieschema fundering/begane grondvloer (d.d ) 9. Tekening nr U.03, constructieschema dak paviljoen (d.d ) 10. Tekening nr U.04, constructieschema 1e verdiepingsvloer (d.d ) 11. Tekening nr U.05, constructieschema 2e verdiepingsvloer (d.d ) 12. Tekening nr U.06, constructieschema 3e verdiepingsvloer (d.d ) 13. Tekening nr U.07, constructieschema 4e verdiepingsvloer (d.d ) 14. Tekening nr U.08, constructieschema dakopbouw (d.d ) 15. Tekening nr U.09, windblokken en vooraanzicht hellingbanen (d.d ) 16. Tekening nr U.10, 3D impressie (d.d ) 17. Tekening nr U.11, details fundering/begane grondvloer (d.d ) 18. Tekening nr U.12, details bovenbouw 1.01 t/m 1.13 (d.d ) 19. Tekening nr U.13, details bovenbouw 2.01 t/m (d.d ) 20. Tekening nr U.14, aanvullende principe details (d.d ) 21. Tekening nr U.15, poeren, tweepaalspoer tm achtpaalspoer (d.d ) 22. Tekening nr U.16, poeren, negenpaalspoer tm achttienpaalspoer (d.d ) 23. Tekening nr U.17, funderingsdetails/liftput/put roltrap (d.d ) 24. Tekening nr U.18, begane grondvloer mc Donalds (d.d ) 25. Tekening nr U.19, zespaalpoer h= paalspoer (d.d ) 26. Tekening nr U.20, kolomstekken fundering (d.d ) 27. Tekening nr U.21, kolomaanzicht 01 t/m 07 (d.d ) 28. Tekening nr U.22, kolomaanzicht 08 t/m 13 (d.d ) Bijlage VIII 2

14 29. Tekening nr U.22, kolomaanzicht 14 t/m 22 (d.d ) 30. Tekening nr U.24, overzicht betonkolommen (d.d ) 31. Tekening nr U.25, funderingsbalk inrit rechts naast as 7 (d.d ) Van Opzeeland: 32. Berekening B1/4B4 (d.d ) 33. Tekening B.1 (d.d ) 34. Tekening B.2 (d.d ) 35. Tekening B.3a (d.d ) 36. Tekening B.3b (d.d ) 37. Tekening B.3c (d.d ) 38. Tekening B.4 (d.d ) 39. Tekening B.5 (d.d ) 40. Tekening B.7 (d.d ) 3 Beoordeling ontwerp van Archimedes 3.1 Algemeen De documenten van Archimedes zijn logisch opgezet en goed leesbaar. 3.2 Gewicht- en stabiliteitsberekening [1] Stootbelasting, pagina 18: De genoemde belastingen gelden in het geval de snelheid beperkt is bij binnenplaatsen en parkeergarages. Adviesbureau Hageman betwijfelt of daar op begane grondniveau van sprake is waar bussen van de OV terminal rijden en er feitelijk sprake is van de openbare weg. Toets trek en druk op fundering bij stabiliteitswanden, pagina 55 e.v.: Bij de toets van de stabiliteitswanden is door Archimedes getoetst of er trek op de palen ontstaat en of de drukbelasting op de palen niet te hoog wordt. Hierop worden de volgende opmerkingen gemaakt: De betonnen stabiliteitswanden hebben over de onderste verdieping een grotere lengte dan erboven (zie figuur 1). De aangrijpingspunten van de belasting uit de vloeren liggen daarom niet boven elkaar en dus ook niet boven het hart van de poeren. Door Archimedes is daarvan wel uitgegaan. Dit is onjuist; Bij het beoordelen of trek optreedt, wordt het gehele wandgewicht meegeteld, bijvoorbeeld bij wand A (dit is de meest kritische wand). Het zwaartepunt van het wandgewicht ligt bij de beschouwde windrichting echter dichter bij de gedrukte zijde dan bij de getrokken zijde. Hierdoor mag minder dan de helft van het gewicht van de wand in rekening worden gebracht voor het bepalen van de kracht in de minst gedrukte palen; De achtergrond van de hoge belastingen door de begane grondvloer is voor Adviesbureau Hageman niet duidelijk. Bij wand A wordt een kanaalplaatvloer met een oppervlak van 11 8 m 2 in rekening gebracht. Dit is meer dan het totale oppervlak van de kern. Ook voor deze belasting geldt, dat het van belang is dat rekening wordt gehouden met de positie van de resultante van de belasting; Bijlage VIII 3

15 Er is niet gerekend met een initiële scheefstand en een 2 e orde effect over de windbelasting en de initiële scheefstand. Of dat terecht niet is gedaan, is door Archimedes niet getoetst. figuur 1 Schets van wand A uit [1]. Hierna is ingegaan op de afdracht van de windbelasting op de verschillende stabiliteitselementen. Daarbij is de krachtsafdracht van bouwdeel B als voorbeeld opgenomen. Als de plattegrond van bouwdeel B nader wordt beschouwd, valt op dat de werklijnen van stabiliteitswanden A, B en D min of meer door één punt gaan (gele cirkel in figuur 2). Bij een windbelasting in de richting van de cijferassen ontstaan niet alleen krachten in stabiliteitswanden A en B, maar tegelijkertijd ook in wanden C en D. De laatstgenoemde wanden voorkomen dat de vloerschijf rondom het snijpunt van wanden A, B en D draait. Ten gevolge van wind in de richting die is geschetst in figuur 2, zal ten gevolge van de momenten onder in zowel wand A als wand C druk ontstaan in de poer onder het snijpunt van beide wanden Bijlage VIII 4

16 Door Archimedes is de afdracht van de windbelasting over de verschillende stabiliteitselementen te veel versimpeld door uit te gaan van een ligger in één richting (zie figuur 3). Daardoor heeft Archimedes geen rekening gehouden met het gelijktijdig optreden van belasting op wanden A en C bij wind in de richting van de cijferassen. figuur 2 Schema van afdracht windbelasting evenwijdig aan cijferassen. figuur 3 Door Archimedes gebruikt schema voor bepaling belasting op wand A Bijlage VIII 5

17 Door Archimedes is ook wind in een diagonale richting beschouwd. Ook dit is door Archimedes sterk vereenvoudigd, waardoor onvoldoende met het gelijktijdig optreden van bepaalde belastingen in de stabiliteitselementen rekening gehouden. Een realistischer schema voor de bepaling van de afdracht in diagonale richting is gegeven in figuur 4. figuur 4 Schema van afdracht diagonale windbelasting. Tenslotte wordt opgemerkt, dat de steunpunten door Adviesbureau Hageman in figuur 2 en figuur 4 als oneindig stijf zijn getekend. Dit is eigenlijk onjuist. In werkelijkheid betreft het veren. Aangezien het een statisch onbepaalde constructie betreft, bepalen de veerstijfheden mede de verdeling van de belasting over de verschillende stabiliteitswanden. Het zou daarom beter zijn de stijfheid van de verschillende stabiliteitselementen in rekening te brengen. Dit kan handmatig, maar tegenwoordig wordt dit ook veelal gedaan door de gehele constructie in te voeren in een 3D eindig elementen pakket Bijlage VIII 6

18 3.3 Berekening paalwapening [2] Adviesbureau Hageman heeft de volgende opmerkingen op de berekening van de paalwapening: De palen zijn alleen gedimensioneerd op een neerwaartse verticale belasting. De palen moeten echter ook op een horizontale belasting worden gedimensioneerd. Deze is in dit geval relatief groot, omdat er op het begane grondvloer niveau geen constructieve vloerschijf aanwezig is die de horizontale belasting uit de stabiliteitselementen over veel palen kan verdelen. Een bijkomende ongunstige factor is, dat de palen slechts over de bovenste ca. 20% van de lengte zijn voorzien van wapening; Overeenkomstig de gewichts- en stabiliteitsberekening zijn de palen niet gedimensioneerd op een opwaartse verticale belasting 1. Zoals hiervoor is aangegeven, is een herziening van de stabiliteitsberekening noodzakelijk. Dit kan consequenties voor de paalberekening hebben; Er is niet getoetst of wordt voldaan aan de scheurwijdte eisen. 3.4 Berekening kolommen [3] Adviesbureau Hageman heeft de volgende opmerkingen op de berekening van de kolommen: De kolommen zijn door de wijze van detailleren en uitvoeren momentvast verbonden met de vloeren. Deze aansluitingen zijn echter door Archimedes als scharnieren geschematiseerd. Er zijn daarom geen momenten uit de vloer-kolom aansluitingen bij de kolomberekening in rekening gebracht. De kolommen hebben relatief grote diameters en gedragen zich hierdoor stijf. De momenten op de kolommen vanuit de vloer kunnen daarom zonder een nadere beschouwing niet worden verwaarloosd; Bij de bovenste verdiepingsvloer is door Archimedes rekening gehouden met een verhinderde thermische lengteverandering van de vloerschijf door de kolommen. Hierbij is de aansluiting tussen de kolom en de vloer uitgevoerd met één centrale stek in de kolom met als doel een zuiver scharnier te krijgen (zie figuur 5). De aansluiting zal zich echter niet als zuiver scharnier gedragen als gevolg van de centrische stek en de verplaatsing van de oplegreactie uit de vloer naar de rand van de kolom. De overige wapening in de kolom is onder de vloer omgebogen. Door dit ombuigen in combinatie met het optreden van een buigend moment is er een grote kans op afboeren van de kolom net onder de aansluiting met de vloer; Het is Adviesbureau Hageman niet duidelijk welke E-modulus door Archimedes is toegepast bij de bepaling van de momenten in de kolom bij een opgelegde verplaatsing van 21 mm ten gevolge van het uitzetten van de dakvloer. 1 Door de constructeur van de wanden is er overigens wel vanuit gegaan dat aan de onderzijde van de wand zeer grote trekkrachten kunnen optreden. Aan de uiteinden zijn in de wanden relatief veel wapeningstaven opgenomen (bijvoorbeeld 6 stekken Ø 25 mm aan de uiteinden van wand A) Bijlage VIII 7

19 figuur 5 Aansluiting kolom dakvloer [27]. 3.5 Berekening staalconstructie [4] Berekening windbokken algemeen: De steunpunten zijn als oneindig stijf ingevoerd. Hierdoor worden horizontale verplaatsingen onderschat; Windverband op begane grondvloer windbokken 1 en 4, pagina 100 e.v.: Het meest kritische onderdeel is het stabiliteitskruis op de begane grond. De buisprofielen hebben een unity check van 1,04. Een overschrijding van 4% is naar de mening van Adviesbureau Hageman acceptabel. Bij een kleine wijziging, bijvoorbeeld door een gewijzigde stabiliteitsberekening, kan een overschrijding ontstaan, die niet meer acceptabel is. In de berekening is door Archimedes bij het stabiliteitskruis uitgegaan van doorgaande stalen buizen. De buizen worden op druk belast. Door de staalleverancier zijn de buizen gedeeld en gekoppeld middels platen met boutverbindingen (zie figuur 6). Adviesbureau Hageman vraagt zich af of de consequentie van de deling op het knikgedrag van de buizen is gecontroleerd. Door de verbinding moet met een extra excentriciteit rekening worden gehouden als gevolg van imperfecties ter plaatse van de verbindingen Bijlage VIII 8

20 figuur 6 Stabiliteitskruis op de begane grond (bron: Tekening G[5] van GS Moeskops Staalbouw (d.d )). Windbokken 2 en 3, pagina 132 e.v.: De veerwaarde van de horizontale veer in knoop 3 is niet onderbouwd of toegelicht. De oplegreacties zijn bij de gekozen veerwaarde verwaarloosbaar (ca. 1 kn). De verticale oplegreacties vermeld op pagina 155 zijn (druk): Knoop 1: Z-max = 5522 kn Knoop 2: Z-max = 6959 kn Bij windbok 2 zijn aan één zijde 2 palen op tekening [7] aangegeven. Uitgaande van de oplegreactie van knoop 1geeft dat een verticale belasting per paal van: Knoop 2: N Ed = 5522/2 = 2761 kn Bij windbok 3 zijn aan beide zijden 3 palen op tekening aangegeven. Uitgaande van de oplegreactie van knoop 2geeft dat een verticale belasting per paal van: Knoop 2: N Ed = 6959/3 = 2320 kn Dit is groter dan de verticale belasting van 2000 kn waarop de palen in [2] zijn berekend Bijlage VIII 9

21 Brandwerendheid: In de gewichts- en stabiliteitsberekening [1] staat (citaat): De vakwerkdiagonalen boven de inrit van de HOV terminal en de stabiliteitsbokken dienen te worden berekend en gedimensioneerd op een brandwerendheid van 120 minuten. In de berekening van de staalconstructie heeft Adviesbureau Hageman niets gevonden ten aanzien van de brandsituatie. Deze opmerking is met name van belang voor op de ophangconstructie die in het pand aanwezig is. Ten aanzien van de windbokken en brand wordt opgemerkt dat bij windbok 1 een groot deel van de rekenwaarde van de normaalkracht in de diagonale op de begane grond van 712 kn afkomstig uit permanente belasting. De normaaldrukkracht in de diagonalen ten gevolge van permanente belasting bedraagt 143 kn (zie figuur 7) terwijl de rekenwaarde van de normaaldrukkracht in de schoren in de UGT 712 kn bedraagt (zie figuur 8). figuur 7 Normaalkrachten ten gevolge van permanente belasting in windbok 1. figuur 8 Normaalkrachten in UGT in windbok Bijlage VIII 10

22 3.6 Berekening van de poeren [5] Adviesbureau Hageman heeft de volgende opmerkingen op de berekeningen van de poeren: Bij de berekening van de poeren met meer dan 4 palen is door Archimedes aangenomen dat de middelste palen tot de maximale capaciteit worden belast en de rest van de belasting op de poer door de andere palen wordt opgenomen. De verdeling van de poerbelasting over de palen hangt af van de stijfheid van de poer en de palen. Met de door Archimedes gekozen afdracht zal de dwarskracht in de poer het kleinst zijn. Dwarskracht bezwijken is echter een bros fenomeen. Daarom moet de verdeling van de belasting op de poer over de palen op basis van stijfheden worden bepaald. Een andere, conservatieve benadering is door ervan uit te gaan dat de belasting op de poer gelijkmatig over de palen wordt gespreid. De rest van de berekening is gemaakt met Qec rekenbladen. Die zijn door Adviesbureau Hageman niet gecontroleerd. 3.7 Berekening balken en begane grondvloer [6] Het betreft een vrij standaard ontwerp met bijbehorende berekeningen. Deze berekening is op hoofdlijnen gecontroleerd. Op de berekening heeft Adviesbureau Hageman geen opmerkingen Bijlage VIII 11

23 4 Beoordeling ontwerp Opzeeland Algemeen De documenten van Opzeeland zijn logisch opgezet en goed leesbaar. Diverse zaken zijn echter niet toegelicht of onderbouwd; De berekening is op basis van de huidige Eurocodes aangevuld met de bepalingen uit CUR- Aanbeveling 86 Bollenplaatvloeren. Deze Aanbeveling is een aanvulling op NEN 6720, de betonvoorschriften die onderdeel zijn van de TGB 1990, de voorschriftenserie die voor de introductie van de Eurocodes van toepassing was. Er is daarmee sprake van het door elkaar gebruiken van voorschriftenseries. Een voorbeeld hiervan is de toets van de brandwerendheid, waarvan vooralsnog niet duidelijk is of aan de eisen van NEN-EN (Eurocode 2 Ontwerp en berekening van constructies bij brand) wordt voldaan. De vraag is, of met het door elkaar gebruikten van verschillende voorschriftenseries altijd een voldoende veiligheidsniveau wordt bereikt; Er is geen rekening gehouden met een inklemming van de vloeren in de kolommen. Hoewel dit overeenkomstig de berekening van Archimedes is (zie paragraaf 3.4), is dit ongewenst. De reden is dat op deze manier de steunpuntsmomenten kunnen worden onderschat, waardoor de ponscontrole met te rooskleurige uitgangspunten wordt uitgevoerd; De veerwaarden voor de verticale ondersteuningen op pagina 10 zijn niet onderbouwd; Verankeringslengten zijn niet berekend. Voor zover kan worden nagegaan, is geen rekening gehouden met een verschuiving van de momentenlijn over een afstand gelijk aan de nuttige hoogte. Dit is wel noodzakelijk; Een toets van de scheurwijdte ontbreekt. Voor een constructie in de buitenlucht en die bijvoorbeeld dooizouten moet kunnen weerstaan, zodat zwaardere milieuklasse dan XC1 van toepassing zijn, is dit wel noodzakelijk; Er is geen rekening gehouden met een verhindering van opgelegde vervormingen, zoals temperatuur. Voor een scheurwijdtecontrole is dit wel noodzakelijk. Bij het toetsen van de capaciteit van de constructie (uiterste grenstoestand) mag in geval van voldoende vervormingscapaciteit worden afgezien van het toetsen van de effecten van temperatuur. Echter indien het bezwijkmechanismen bros zou kunnen zijn, zoals bij pons, zouden de effecten van temperatuur wel beschouwd moeten worden; Bij de doorbuigingsberekening is door Opzeeland gerekend met een E-modulus van 6000 N/mm 2. Deze waarde is niet toegelicht, maar op het eerste gezicht verwacht Adviesbureau Hageman dat dit een goede eerste aanname is. De in de berekening aangegeven toog van 125 mm tussen assen A en Bs is niet op de tekening overgenomen. Op de tekening voor vloerdeel 4B is een waarde van 100 mm vermeld. Bij vloerdeel 4A en de overige verdiepingen is voor het vergelijkbare vloerveld wel een waarde van 125 mm op de tekeningen vermeld. Koppelwapening: Een toets van de verankeringslengte van de koppelwapening ontbreekt. Op de koppelwapening is in andere delen van dit Hageman rapport uitvoerig ingegaan. Dwarskracht en pons: Op pons is in een ander deel van dit Hageman rapport uitvoerig ingegaan. De opmerkingen die daar gemaakt zijn ten aanzien van de detaillering van de beugels, zijn ook van toepassing op de beugels voor de dwarskracht Bijlage VIII 12

24 Adviesbureau Hageman vraagt zich af hoe de waarden van de dwarskrachtcapaciteit op pagina 66 zijn bepaald. Langsafschuiving In de berekening is geen toetst van de afschuifkracht in het aansluitvlak tussen schil en opstort opgenomen. 5 Samenvatting en conclusies De belangrijkste bevindingen van Adviesbureau Hageman met betrekking tot de gecontroleerde documenten van Archimedes en Opzeeland zijn: Een herziening van de stabiliteitsberekening is noodzakelijk; Met de resultaten van de herziene stabiliteitsberekening dienen de kolommen, stabiliteitselementen en poeren opnieuw te worden getoetst. Op basis van een eerste controle sluit Adviesbureau Hageman niet uit dat palen op trek worden belast of dat de capaciteit van de palen op druk wordt overschreden; Voor zowel de vloeren als de kolommen moet worden nagegaan wat het effect is van de momentvaste aansluiting tussen vloeren en kolommen; Diverse toetsen voor de BubbleDeck vloer zijn niet door Opzeeland niet uitgevoerd Bijlage VIII 13

25 Bijlage VIII 14

26 Bijlage IX Beoordeling ponsweerstand van kolom-vloer aansluiting INHOUD 1 Inleiding Beschikbare gegevens Constructief ontwerp van de vloerconstructie niveau Inleiding Constructief ontwerp door Opzeeland Ponsweerstand Krachtsverdeling - Analyse door BAM Detaillering van de ponswapening Ponsweerstand en ponswapeningsdetaillering in NEN-EN Inleiding Ponsweerstand Algemeen Excentrische ponskracht Algemeen Randkolom Middenkolom Detaillering van ponswapening Beoordeling van de ponsweerstand berekening uitgevoerd door Opzeeland Inleiding Randkolommen Middenkolommen Beoordeling van de detaillering van de ponswapening Samenvatting en conclusie Bijlage IX 1

27 1 Inleiding In deze bijlage is ingegaan op de ponscapaciteit van de vloeren van de parkeergarage Eindhoven Airport en meer in bijzonder op de ponscapaciteit van de 4 e verdiepingsvloeren ter plaatse van de aansluiting met de gevelkolommen. 2 Beschikbare gegevens Door BAM zijn aan Adviesbureau Hageman de navolgende documenten ter beschikking gesteld met betrekking tot de beoordeling: [1] Parkeergarage Eindhoven Airport Berekening: 4 e Verdiepingsvloer Deel B. BV Adviesburo Opzeeland, werknummer: , datum: 24 augustus 2016, gewijzigd: 23 november 2016, status: definitief, 95 p p. bijlage; [2] Project 8118 Parkeergarage Eindhoven SCIA Engineer onderdeel: 2 e t/m 4 e Verdiepingsvloer. BAM, 12 juni 2017, 12 p.; [3] Project: Parkeergarage Eindhoven Airport 4 e verdiepingsvloer deel B BubbleDeckvloer BD 450 betreft: Ponswapening. BubbleDeck, Leiden, projectnummer , tekeningnummer 4.B.7, revisie B, definitief, 23 november 2016; [4] Project: Parkeergarage Eindhoven Airport 4 e verdiepingsvloer deel A en B BubbleDeckvloer BD 450 betreft: Principe details. BubbleDeck, Leiden, projectnummer , tekeningnummer 4.A+B.6, revisie B, definitief, 23 november 2016; [5] Project: Parkeergarage Eindhoven Airport 4 e verdiepingsvloer deel B BubbleDeckvloer BD 450 betreft: Elementindeling. BubbleDeck, Leiden, projectnummer , tekeningnummer 4.B.1, revisie B, definitief, 23 november 2016; [6] Project: Parkeergarage Eindhoven Airport 4 e verdiepingsvloer deel B BubbleDeckvloer BD 450 betreft: Bijleg Bovenwapening. BubbleDeck, Leiden, projectnummer , tekeningnummer 4.B.3B, revisie B, definitief, 23 november Aanvullend is van de navolgende documenten gebruik gemaakt: [7] Eurocode 2: Ontwerp en berekening van betonconstructies Deel 1-1: Algemene regels en regels voor gebouwen (NEN-EN (nov. 2011) incl. nationale bijlage (nov. 2015)); [8] Erläuterungen zu DIN-EN und DIN-EN /NA (Eurocode 2). Deutscher Ausschuss für Stahlbeton, Heft 600, 2012; [9] Steel quality and structural analysis. R. Eligehausen & E. Fabritius. In: Selected justification notes based on papers originally presented to the Colloquium on the final draft CEB-FIP Model Code 90 in Rio de Janeiro, August CEB bulletin d information 217, Lausanne, 1993, p ; [10] Punching shear in reinforced concrete. CEB, Bulletin d Information 168. Lausanne, januari 1985; [11] Punching of structural concrete slabs. fib, Technical Report 12, Lausanne, Bijlage IX 2

28 3 Constructief ontwerp van de vloerconstructie niveau Inleiding De vloerconstructies van de parkeergarage bij Eindhoven Airport worden door kolommen en wanden ondersteund. De stabiliteit van de vloerconstructies in het horizontale vlak wordt door kernen (betonwanden en betonkolommen verbonden met stalen kruizen (windbokken)) verzorgd. De vloerconstructies worden elk door een dilatatie in twee delen gescheiden. Deze delen worden door Opzeeland als verdiepingsvloeren deel A en deel B aangeduid. De dakvloer is de bovenste (dat is: niveau 4) vloerconstructie van de parkeergarage. De in de voorliggende bijlage beschouwde vloerconstructie 4B is dus deel B van de dakvloer niveau 4 van de parkeergarage. De vloerconstructies zijn als bollenplaatvloeren (producent: BubbleDeck) uitgevoerd. Dit type vloerconstructie is samengesteld uit gewapende geprefabriceerde breedplaten met gewapende druklaag met gewicht besparende kunststof bollen (Ø360 mm) [1], zie verder ook de bijlage I die ingaat op de beschrijving van de constructie. 3.2 Constructief ontwerp door Opzeeland Adviesburo Opzeeland heeft de vloerconstructies van de parkeergarage gedimensioneerd. Adviesburo Opzeeland heeft, gebruik makend van informatie die door hoofdconstructeur Archimedes is verstrekt, eindige elementen modellen van de vloerconstructies gemaakt [1]. Figuur 1 geeft de geometrie van het model van de in deze bijlage besproken vloerconstructie 4B. De dikte van de vloerconstructie is 450 mm (BubbleDeck type BD450). De betondekking aan de onderzijde van de vloer (dat is: in de breedplaat) is 35 mm. De betondekking aan de bovenzijde van de vloer (dat is: in de druklaag) is 40 mm. De in het ontwerp aangehouden betonsterkteklasse is C35/45 voor zowel de breedplaten als de druklaag. De kolommen nabij de rand van de vloer (gevel en dilatatie) hebben een diameter van 450 mm. De overige kolommen, afgezien van de vijf in figuur 1 rood omkaderde kolommen, hebben een diameter van 500 mm. De vijf rood omkaderde kolommen hebben een diameter van 600 mm Bijlage IX 3

29 Figuur 1 Geometrie van de vloerconstructie 4B [1]. Voor het berekenen van de krachtsverdeling in de vloerconstructie is door Opzeeland gebruik gemaakt van het eindige elementen pakket MatrixFrame 2D-Frame. De kolommen zijn daarbij als veren met een verticale translatiestijfheid in de richting loodrecht op het vlak van de vloerconstructie, ingevoerd. De aansluiting tussen de vloerconstructie en de kolommen is door Opzeeland scharnierend verondersteld (geen inklemming/rotatiestijfheid). Het eigen gewicht van de vloerconstructie inclusief bollen is 9,0 kn/m 2. Ter plaatse van kolommen zijn de gewichtsbesparende bollen weggelaten en is het eigen gewicht van de vloerconstructie 11,25 kn/m 2. De karakteristieke waarde van de gelijkmatig verdeelde veranderlijke belasting is 2,0 kn/m 2 (conform NEN-EN ). 3.3 Ponsweerstand Van Opzeeland heeft de ponsweerstand van de kolom-vloer verbindingen gecontroleerd en, indien rekenkundig vereist, de benodigde ponswapening berekend en op hoofdlijnen (dat is: staafafstanden) gedetailleerd. Figuur 2 toont enkele uitgangspunten voor een ronde middenkolom en een ronde randkolom, zie ook [7]. Op een afstand 2d uit de omtrek van de kolom bevindt zich de controledoorsnede. Bij een randkolom moet, bij het vaststellen van de vorm van de controledoorsnede, de invloed van de vloerrand eventueel worden meegenomen. Dit is van toepassing als het in rekening brengen van de vloerrand tot een kleinere controledoorsnede leidt Bijlage IX 4

30 ponskegel controledoorsnede Figuur 2 Ponskegel, controledoorsnede en ponswapening bij een middenkolom (links; d = 385 mm) en een randkolom (rechts; d = 394 mm) (afmetingen [mm]) [1]. De verticale schuifspanning over de controledoorsnede in de vloerconstructie is door Opzeeland berekend. In de betreffende berekeningen is, vanwege de veronderstelde scharnierende aansluiting tussen de vloer en de kolommen, de ponskracht een ten opzichte van de kolomdoorsnede centrisch aangrijpende kracht. De mogelijke invloed van buigende momenten in de kolommen ter hoogte van de kolom-vloerverbindingen is bepaald met de benaderende waarden voor de excentriciteitsfactor β volgens toepassingsregel (9) van NEN-EN [7]. Rekenkundig benodigde ponswapening is door Opzeeland als tweebenige beugels Ø10 mm toegepast. De beugeldiameter is, waar nodig, nabij de kolom tot Ø12 mm vergroot. Figuur 2, ontleend aan [1], toont kenmerkende ponswapeningsgeometrieën voor een midden- en een randkolom. In de figuur is een blauw streepje een ponsbeugel. NEN-EN stelt beperkende voorwaarden aan de maximale afstand tussen de benen van de ponsbeugels. Dit verklaart waarom in figuur 2 het aantal ponsbeugels toeneemt bij een toename van de afstand tot de kolom. 3.4 Krachtsverdeling - Analyse door BAM Om de grootte van de buigende momenten in de kolom-vloerverbindingen te bepalen, heeft BAM een 3D eindige elementenmodel van de vloerconstructies en kolommen gemaakt, zie figuur 3 [2]. De figuur toont de omtrek van de vloerconstructies niveau 2 t/m 4, de omtrekken van sparingen en de posities van wanden en kolommen. Links onderin de figuur is het globale assenstelsel gegeven Bijlage IX 5

31 Figuur 3 Gedeelte van een 3D elementenmodel van de constructie deel B [2]. In figuur 3 zijn de staafnummers van een aantal rand- en middenkolommen vermeld. Het bovenste nummer bij een kolom heeft betrekking op het niveau 3 niveau 4 deel van de kolom; het onderste nummer op het niveau 2 niveau 3 deel. BAM heeft voor twee belastingscombinaties, te weten NL_UGT combi 1 en NL_UGT combi 2, de normaalkrachten en de momenten in de voet en de kop van de in figuur 3 vermelde kolomdelen in een Excel sheet ter beschikking gesteld. Beide belastingscombinaties hebben betrekking op een uiterste grenstoestand: Combi 1: Combi 2: = 1,35 G + de quasi-blijvende waarde (70%) van de rekenwaarde van de veranderlijke belasting Q = 1,35 G + 0,7 1,5 Q = 1,35 9,0 + 0,7 1,5 2,0 = 14,25 kn/m 2 = 1,2 G + de rekenwaarde van de veranderlijke belasting Q = 1,2 G + 1,5 Q = 1,2 9,0 + 1,5 2,0 = 13,80 kn/m 2 In combi 2 zijn alleen de vloerconstructies niveau 3 en 4 door 1,5 Q belast; de andere vloerconstructies door 0,7 1,5 Q. In beide belastingscombinaties is de belasting over het gehele vloeroppervlak aanwezig; er is door BAM geen rekening gehouden met belaste-onbelaste vloervelden. Figuur 4 toont het verloop van het buigend moment in enkele kolommen voor Combi 2. Het moment M z werkt om de globale x-as (de momentvector is bij benadering evenwijdig aan de gevellijn); het moment M y om de globale y-as (momentvector bij benadering loodrecht op de gevellijn) Bijlage IX 6

32 Figuur 4 Buigende momenten Mz (boven) en My (onder) in een aantal rand- en middenkolommen tussen de vloerconstructies niveau 2 en 3 en niveau 3 en 4 [2]. Tabel 1 toont, ter illustratie, de resultaten voor NL_UGT combi 1 voor de staven (lees: randkolommen) S151 tot en met S155 onder de verdiepingsvloer niveau 4, zie figuur 3. De tabel bevat ook de diameter Ø van de ronde kolommen. De vermelde z is geeft de positie; z= 0 is de onderzijde van de kolom; z = 2,85 m is de bovenzijde van de kolom Bijlage IX 7

33 Tabel 1 Rekenwaarden van normaalkracht, dwarskrachten en buigende momenten in staven S151 tot en met S155 (randkolommen onder de vloerconstructie niveau 4) kolom Ø_z N V y V z M x M y M z [mm,m] [kn] [kn] [kn] [knm] [knm] [knm] S151 Ø450_0-1042,4-135,2 50,9 0,5-63,6 308,8 S151 Ø450_2, , ,9 0,6 83,4-100 S152 Ø450_0-1004,6-145,1 49 0,5-60,4 315,9 S152 Ø450_2,85-988,1-153,9 48 0,6 80,9-120 S153 Ø450_0-1009,8-145,6 37,1 0,5-46,2 317,5 S153 Ø450_2,85-993,2-154,5 36,5 0,5 61,1-120 S154 Ø450_0-1019, ,5 0,2-22,3 309,8 S154 Ø450_2, ,2-151,7 17,2 0,2 28,2-120 S155 Ø450_0-950,5-126,3-15,2 0,3 23,4 256,1 S155 Ø450_2,85-934,4-132,1-15,3 0, Detaillering van de ponswapening De door Opzeeland berekende benodigde ponswapening is op de BubbleDeck tekeningen gedetailleerd. Voor de vloerconstructie niveau 4 toont figuur 5 de posities van ponswapening die in de vloerconstructie bij kolommen en wanden is toegepast [3] Bijlage IX 8

34 Figuur 5 Posities van ponswapening in de vloerconstructie niveau 4 bij kolommen [3]. De ponswapening is gedeeltelijk in de breedplaten opgenomen, zie figuur 6. De figuur toont een dwarsdoorsnede over de bereedplaat (dat is: loodrecht op de lengte-richting van de breedplaat). breedplaat 350 mm 70 mm Figuur 6 Principe doorsnede van ponswapening die gedeeltelijk in een breedplaat is opgenomen [3] Bijlage IX 9

35 Bij de kolommen zijn de breedplaten 150 mm vrijgehouden van de kolommen. In de betreffende zone is bij alle kolommen een zogenaamde kolomkorf toegepast. Figuur 7 toont een bovenaanzicht van de kolomkorf voor kolommen Ø450 en Ø500 mm [3]. Figuur 7 Bovenaanzicht van de ponswapeningskorf voor kolommen Ø450 en Ø500 mm (afmetingen [mm]) [3]. De in figuur 6 getoonde ponswapening is als onderdeel van wapeningskorven aangebracht. Figuur 8 toont een voorbeeld van een standaardkorf, te weten type K-E [3]. Figuur 8 Zijaanzicht van de ponswapeningskorf type K-E (afmetingen [mm]) [3]. Type K-E heeft 6 twee-snedige ponsbeugels Ø10 mm. De hart-op-hartafstand van de ponsbeugels is 200 mm. In beide hoeken aan de onderzijde van de ponsbeugels is een wapeningsstaaf Ø10 mm aanwezig. Op 280 mm vanaf de onderzijde van de ponsbeugels is een flankstaaf Ø10 mm aanwezig; één staaf per beugelbeen Bijlage IX 10

36 Figuur 9 toont twee principe details van een aansluiting van de voerconstructie niveau 4 op een kolom in geval ponswapening in de vloerconstructie moet worden toegepast [4]. De bovenste afbeelding toont in zijaanzicht twee ponswapeningskorven (hier: 2 ponsbeugels per korf) en een kolomkorf. De onderste afbeelding toont een dwarsdoorsnede over de ponswapeningskorven. In deze afbeelding is te zien, dat, tijdens de productie van de breedplaat, de onderste langswapening van de ponswapeningskorf op de onderste laag buigwapening van de breedplaat wordt geplaatst. Een deel van de bijleg bovenwapening wordt in de ponsbeugels ingeregen, zie ook figuur 6. kolom kolom twee lagen buigwapening Figuur 9 Principe details met twee ponswapeningskorven en een kolomkorf (boven: langsdoorsnede over de korf; onder: dwarsdoorsnede over de korf; afmetingen [mm]) [4] Bijlage IX 11

37 4 Ponsweerstand en ponswapeningsdetaillering in NEN-EN Inleiding In dit hoofdstuk worden eerst de achtergronden van een Eurocode 2 deel 1-1 ponsweerstand berekening toegelicht. Navolgend wordt de detaillering van ponswapening beschreven. 4.2 Ponsweerstand Algemeen In NEN-EN zijn de rekenregels voor het toetsen van ponsbreuk in de uiterste grenstoestand gegeven [7]. In de berekening wordt gestart met een toets ter plaatse van een eerste toetsingsperimeter u 1. Als in die perimeter de rekenwaarde van de ponsweerstand van een plaat zonder ponswapening (v Rd,c) kleiner is dan de rekenwaarde van de maximale schuifspanning (v Ed), moet ponswapening worden toegepast. In NEN-EN is de hoek tussen de horizontaal en een ponsscheur 26,8º. De helling van de ponsscheur is daardoor 1:2. In figuur 10 is schematisch aangegeven hoe een ponsscheur de benen van ponsbeugels kruist. beugelbeen betondrukzone vloer kolom ponsscheur; helling 1:2 Figuur 10 Schematische weergave van een ponsscheur die de benen van ponsbeugels kruist De verankering van een beugelbeen ter weerszijden van de scheur bepaalt mede de kracht die in het beugelbeen tot ontwikkeling komt. De kleinste van de twee krachten die elk aan een zijde kunnen worden ontwikkeld, is maatgevend. Uit experimenteel verkregen resultaten blijkt dat bij relatief dunne vloeren de beugelbenen bij bezwijken van de constructie niet tot de vloergrens worden belast [10]. Daarom is in NEN-EN de rekenwaarde van de vloeispanning van de beugelbenen (f ywd) afhankelijk van de dikte van de vloer Bijlage IX 12

38 Tevens wordt in NEN-EN % van de theoretische vloeikracht (op basis van f ywd) van de door de ponsscheur doorsneden beugelbenen in rekening gebracht. Dit leidt tot een verdere reductie van de rekenwaarde van de staalspanning in de beugelbenen. Deze reductie is vereist omdat NEN- EN bij de ponsweerstand (v Rd,cs) een beton-aandeel (v Rd,c; haakweerstand etc.) in rekening brengt. Dit aandeel is alleen dan aanwezig, als de wijdte van de ponsscheur wordt beperkt. Figuur 11 toont de krachten op een segment van de ponskegel [11]. Het betreffende model van Kinnunen en Nylander toont in afbeelding a een dwarsdoorsnede over de vloer en een (ronde) kolom. Het ruimtelijke krachtenevenwicht is in afbeelding b weergegeven. De omtrek van de ponskegel volgt de momenten-nulpunten in de vloer. Daarom werkt op de omtrek alleen een lijnlast uit de dwarskracht ter plaatse. Figuur 11 Schematische weergave van een ponsscheur die de benen van ponsbeugels kruist Het verticaal krachtenevenwicht wordt verzorgd door een betondrukkracht T waarvan de werkingslijn een helling met de horizontaal heeft (α in afbeelding c). Het beton in de drukzone moet in staat zijn de drukkracht T op te nemen. De bijbehorende toetsing vindt in NEN-EN plaats middels een schuifspanning v Rd,max op de omtrek van het belaste vlak (perimeter u 0). De perimeter waar rekenkundig de weerstand van de plaat zonder ponswapening (v Rd,c) gelijk is aan de rekenwaarde van de optredende schuifspanning, wordt u out genoemd. Onder andere de perimeter u out bepaalt tot waar ponswapening aanwezig moet zijn Bijlage IX 13

39 4.2.2 Excentrische ponskracht Algemeen Een excentriciteit van de oplegreactie V Ed ten opzichte van de eerste toetsingsperimeter u 1 wordt in NEN-EN in rekening gebracht met de variabele β: v Ed VEd = β u d waarin: 1 M β = 1+ k V Ed Ed u1 W 1 In voorgaande uitdrukking is k het aandeel van de rekenwaarde van het buigend moment M Ed dat in de perimeter aanwezig is ten gevolge van de excentriciteit van de normaalkracht, dat het optreden van schuifspanningen in de toetsingsperimeter u 1 veroorzaakt. Het buigend moment M Ed wordt dus berekend voor de situatie waarin de oplegreactie V Ed wordt verondersteld aan te grijpen in het referentiepunt van de toetsingsperimeter. In NEN-EN is verondersteld, dat de schuifspanning v Ed in absolute zin constant is en dus onafhankelijk is van de afstand van een punt op de toetsingsperimeter tot de as waarrond het buigend moment M Ed aangrijpt (NEN-EN fig. 6.19). Er is wel sprake van een verschil in de richting van de schuifspanning. De richting wordt door de positie van een beschouwd punt op de toetsingsperimeter ten opzichte van de as waarrond het buigend moment aangrijpt, bepaald. In voorgaande uitdrukking is W 1 het plastische weerstandsmoment van de toetsingsperimeter ten opzichte van een referentiepunt. De ligging van dit referentiepunt dient zo te worden gekozen dat, bij het optreden van een buigend moment bij afwezigheid van een normaalkracht, er sprake is van verticaal krachtenevenwicht voor de schuifspanningen. Het genoemde plastische krachtenevenwicht leidt ertoe dat, bij een veronderstelde constante plaatdikte, de as waarrond het buigend moment optreedt, de toetsingsperimeter zodanig moet doorsnijden, dat de lijnstukken van de toetsingsperimeter die ter weerszijden van de as zijn gelegen, dezelfde totale lengte hebben. Bij een excentriciteit van de belasting in twee richtingen y en z mag volgens [8] de navolgende uitdrukking worden gebruikt: β = 1+ k y M V Ed,y Ed u W 1 1,y 2 + k z M V Ed,z Ed u W 1 1,z 2 1,10 Voor een ronde kolom is k y = k z = 0,6 (NEN-EN tabel 6.1) In theorie zijn de buigende momenten in voorgaande uitdrukking te berekenen ten opzichte van het referentiepunt van de toetsingsperimeter. Dit is niet expliciet in NEN-EN vermeld, maar dit is wel te ontlenen aan de theoretische achtergronden van de uitdrukkingen voor de excentriciteitsfactor β Bijlage IX 14

40 De normaalkrachten en buigende momenten in een kolom zijn door BAM (zie paragraaf 3.4) ten opzichte van het zwaartepunt van de kolom berekend. Middenkolom In NEN-EN is W 1 voor een standaardsituatie, te weten een rechthoekige middenkolom, gegeven. Hieruit is voor een cirkelvormige middenkolom de uitdrukking voor W 1 af te leiden. Omdat deze uitdrukking eenvoudig kan worden omgeschreven, is in NEN-EN direct de uitdrukking voor de excentriciteitsfactor β voor een cirkelvormige middenkolom gegeven. Voor een rechthoekige middenkolom met een belasting excentrisch ten opzichte van beide assen is een benaderende uitdrukking voor β gegeven. Rand- of hoekkolom NEN-EN geeft, mits de excentriciteit van de normaalkracht loodrecht op de plaatrand naar binnen is gericht, ook vereenvoudigde uitdrukkingen voor de β van rand- en hoekkolommen. De β-waarde volgt dan uit de verhouding tussen de lengte van de eerste toetsingsperimeter (u 1) en de lengte van de in NEN-EN gedefinieerde gereduceerde eerste toetsingsperimeter (u 1*). Midden-, rand- en hoekkolom; vaste waarde voor β Een verdere vereenvoudiging van de analyse is door NEN-EN toegestaan voor constructies waarvan de zijdelingse stabiliteit niet afhankelijk is van het door de vloeren (platen) en kolommen gevormde raamwerk en waarvan de lengten van de opeenvolgende overspanningen niet meer dan 25% verschillen (NEN-EN , figuur 6.21N) Randkolom In [8] zijn uitdrukkingen voor W 1 voor rechthoekige rand- en middenkolommen om twee onderling loodrechte buigingsassen gegeven. De afstand van een zijkant van de kolom tot de plaatrand is daarbij een variabele. Voor een randkolom zijn de voor het bepalen van β van toepassing zijnde variabelen in figuur 12 getoond Bijlage IX 15

41 Bijlage IX 16 Figuur 12 Bovenaanzicht van een ronde randkolom met een assenstelsel door het referentiepunt van de ponsperimeter en de werkingsassen van de momenten in de kolomdoorsnede. De oorsprong van het in figuur 12 gebruikte y-z assenstel is het referentiepunt van de eerste pons toetsingsperimeter. Het referentiepunt bevindt zich op een afstand y 0 van het middelpunt van de kolom. Uitgaande van een positie op basis van de naar afstand gewogen afstand van de perimeter tot het middelpunt van de kolom geldt [8]: D r c D r D r c D y = π π π Als y 0 > 0, is de uitdrukking voor de bij M z behorende W 1,z: = SB 0 0 1, y D r y D D y D c c W z α waarin: = D r y 2 1 arcsin 0 α kolom ponsperimeter vloerrand

42 y SB = y r D sin α α 2 2 Bij benadering (y 0 << r) is y SB 0,5 y 0 (y SB wordt gemeten over de omtrek van de cirkel; y 0 wordt gemeten in een richting evenwijdig met de y-as). Bij het berekenen van het referentiepunt voor het berekenen van W 1 is in [8] uitgegaan van het eerste orde statisch moment van de lijnstukken van de toetsingsperimeter. Verticaal krachtenevenwicht vereist in theorie een y 0 die wordt berekend zodanig dat zich aan beide kanten van de z-as perimeter lijnstukken met een gelijke totale lengte bevinden (de halfwaarde van de perimeter ). Dan is bij benadering voor y 0 << r zodat de bijbehorende y SB 0,5 y 0: y 0 = 1 2 D 1 2 ( 2c + D + πr) 2 2c Voor de daarbij behorende W 1,z kan ook nu de voorgaand gegeven uitdrukking worden gebruikt. De normaalkrachten en buigende momenten in een kolom zijn door BAM (zie paragraaf 3.4) ten opzichte van het zwaartepunt van de kolom berekend. In figuur 12 is y 0 de afstand tussen het referentiepunt van de toetsingsperimeter en het zwaartepunt van de kolom. Het moment M Ed,z moet, om de ponskracht te verschuiven van het zwaartepunt van de kolom naar het referentiepunt van de toetsingsperimeter, worden gecorrigeerd met N Ed y 0. Het buigend moment M Ed,y behoeft niet te worden gecorrigeerd; de ponskracht grijpt aan op de y-as (zie figuur 12) Middenkolom Voor een ronde middenkolom is, dankzij cirkelsymmetrie, de uitdrukking voor de excentriciteitsfactor eenvoudig af te leiden (NEN-EN ): e β = 1+ 0,6π D + 4d waarin: e d is de excentriciteit van de normaalkracht (M Ed / N Ed) is de in twee richtingen gewogen nuttige hoogte van de betondoorsnede Het moment M Ed wordt vectorieel berekend uit M Ed,y en M Ed,z: Ed 2 Ed,y M = M + M 2 Ed,z Bijlage IX 17

43 Zoals eerder gesteld, zijn de normaalkrachten en buigende momenten in een kolom door BAM (zie paragraaf 3.4) ten opzichte van het zwaartepunt van de kolom berekend. Omdat de posities van het referentiepunt van de toetsingsperimeter en het zwaartepunt van de kolom samenvallen, wordt het buigend moment M Ed,z niet gecorrigeerd. 4.3 Detaillering van ponswapening De detaillering van ponswapening in vlakke plaatvloeren wordt in NEN-EN beschreven. De eisen hebben onder andere betrekking op: o de grootte van het gebied waarin ponsbeugels moeten worden aangebracht (tot de afstand 1,5d binnen de perimeter u out waar geen ponsbeugels meer nodig zijn); o de afstand tussen reeksen benen van ponsbeugels (s r; radiale richting; max. 0,75d); o de afstand tussen benen van ponsbeugels binnen een reeks (s t; tangentiële richting; max. 1,5d binnen u 1; daarbuiten max. 2,0d); o de omtrek van een belast gebied tot de dichtstbijzijnde in de berekening beschouwde ponsbeugels behoort minimaal 0,3d en maximaal 0,5d te zijn; o de minimum oppervlakte van de dwarsdoorsnede van een beugelstaaf (of gelijkwaardig). In de Nederlandse nationale bijlage is als eis toegevoegd dat dwarskrachtwapening in platen die is uitgevoerd met beugels, zowel in de drukzone als om de buitenste buigtrekwapening voldoende moet zijn verankerd. De beugels moeten ten minste 50 % van de buigtrekwapening omsluiten [7] Bijlage IX 18

44 5 Beoordeling van de ponsweerstand berekening uitgevoerd door Opzeeland 5.1 Inleiding Ingenieursburo Opzeeland heeft de krachtsverdeling in de vloerconstructie niveau 4 op basis van scharnierende kolom-vloer verbindingen bepaald, zie paragraaf 3.2. De invloed van de mogelijke excentriciteit van de normaalkracht in de kolom op de ponsweerstand is door Opzeeland verwerkt met de in NEN-EN figuur 6.21N gegeven waarden voor de excentriciteitsfactor β. Deze zijn: β = 1,15 voor een middenkolom; β = 1,4 voor een randkolom; β = 1,5 voor een hoekkolom. In paragraaf is vermeld dat het gebruik van voorgaand genoemde waarden is toegestaan als, onder andere, de lengten van de opeenvolgende overspanningen niet meer dan 25% verschillen. In NEN-EN is niet vermeld of deze eis van toepassing is in twee richtingen of in één richting. Gezien de posities van de randkolommen over het gekromde gedeelte van de vloer, de variatie in posities van de middenkolommen, in combinatie met de aanwezigheid van wanden, zie figuur 3, worden navolgend niet de NEN-EN figuur 6.21N β-waarden gebruikt, maar wordt, voor het berekenen van β, gebruik gemaakt van de buigende momenten die door BAM zijn berekend (paragraaf 3.4). Vanwege excentriciteit van de belasting in twee richtingen y en z is daarbij de navolgende uitdrukking gebruikt [8]: β = 1+ k y M V Ed,y Ed u W 1 1,y 2 + k z M V Ed,z Ed u W 1 1,z 2 1,10 waarin: k y = k z = 0,6 (ronde kolom; NEN-EN tabel 6.1) 5.2 Randkolommen Voor de randkolommen S71 t/m S76 en S150 t/m S155 (zie Figuur 3) is voor de inklemming in, respectievelijk, de vloerconstructie niveau 3 en niveau 4, de excentriciteitsfactor β met de uitdrukkingen uit [8] bepaald. Tabel 2 bevat de berekeningsresultaten Bijlage IX 19

45 Tabel 2 Excentriciteitsfactor β in de berekening van de ponsweerstand - randkolommen niveau belastingscombinatie β [-] 3 1 1,57 1,67 2 1,58 1, ,06 1,10 2 1,07 1,11 De verhouding tussen de W 1,z berekend met de halveringslijn van de ponsperimeter en volgens [8] is 12%. Het resultaat is een afname van β met circa 5%. De door Opzeeland aangehouden β = 1,4 voor een randkolom is circa 15% minus 5% is 10% kleiner dan de waarde die volgt uit het model waarin wordt uitgegaan van de halveringslijn van de ponsperimeter. Het verschil is 15% als de in NEN-EN beschreven rekenwijze wordt toegepast. 5.3 Middenkolommen Voor de middenkolommen S64 t/m S66 / S77 t/m S79 en S143 t/m S145 / S156 t/m S158 (zie figuur 3) is voor de inklemming in, respectievelijk, de vloerconstructie niveau 3 en niveau 4, de excentriciteitsfactor β met de uitdrukkingen uit [8] bepaald. Tabel 3 bevat de berekeningsresultaten. Tabel 3 Excentriciteitsfactor β in de berekening van de ponsweerstand - middenkolommen niveau belastingscombinatie β [-] 3 1 1,02 1,17 2 1,02 1, ,03 1,27 2 1,03 1,27 De door Opzeeland aangehouden β = 1,15 voor een middenkolom is maximaal circa 15% kleiner dan de waarde die volgt uit het in NEN-EN beschreven model Bijlage IX 20

46 6 Beoordeling van de detaillering van de ponswapening Met betrekking tot het constructief ontwerp van de ponswapening heeft Opzeeland gebruik gemaakt van een rekenblad waarin de hoeveelheid ponswapening, de grootte van de zone waarbinnen ponswapening moet worden toegepast en de afstanden tussen benen ponsbeugels worden gecontroleerd met reken- en detailleringsregels uit NEN-EN [1]. De ponswapening is navolgend door BubbleDeck gedetailleerd [3], [4]. Opgemerkt wordt, dat de in NEN-EN vermelde toelaatbare afstand in tangentiële richting tussen de benen van de ponsbeugels er toe leidt, dat in de verst van de kolom verwijderde ponswapening perimeters meer ponswapening dan voor sterkte minimaal benodigd, wordt toegepast. Opzeeland vermeldt voor iedere perimeter ponswapening de toepaste en vereiste oppervlakte van de dwarsdoorsnede van de ponswapening (A sw,prov, resp. A sw,req) [1]. De verhouding A sw,prov / A sw,req bereikt voor de buitenste perimeters ponswapening bij kenmerkende midden- en randkolommen waarden tot 2 à 3. Figuur 13 (zie ook figuur 6) toont schematisch hoe de ponsbeugels in de doorsnede zijn aangebracht, te weten onderin de doorsnede op de onderwapening en bovenin de doorsnede gecombineerd met twee staven van de bijlegwapening. De bijlegwapening bevindt zich in de tweede wapeningslaag van de bovenkant van de betondoorsnede. breedplaat met twee lagen buigwapening Figuur 13 Principe doorsnede van ponswapening die gedeeltelijk in een breedplaat is opgenomen [3]. Figuur 14 toont een langs- en dwarsdoorsnede van het standaard BD 450 breedplaat [5]. De dikte van de schil is 70 mm. De betondekking op de buigwapening loodrecht op de langsrichting van de tralieliggers (de eerste laag wapening) is 35 mm. De schil is bij kolommen 150 mm van de omtrek van de kolomdoorsnede vrijgehouden [5]. De basiswapening in een breedplaat is [1]: langsrichting (tweede laag vanaf onderen): Ø8 mm 217 mm + Ø6 mm 375 mm = 307 mm 2 /m dwarsrichting (eerste laag vanaf onderen): Ø10 mm 200 mm = 393 mm 2 /m Bijlage IX 21

47 Figuur 14 Principe doorsneden van een BD 450 breedplaat met wapening in de plaat, bollen en tralieliggers [5]. Het standaard bovenwapeningsnet is in beide richtingen samengesteld uit wapeningsstaal Ø6 mm en Ø8 mm. De wapening wordt tussen de bollen en op de tralieliggers aangebracht. Bijleg bovenwapening wordt op het standaard bovenwapeningsnet tussen de bollen geplaatst [6]. Een ponsbeugel omsluit aan de bovenzijde van de betondoorsnede twee staven van de bijleg buigwapening, zie figuur 13. Aan de onderzijde van de betondoorsnede zijn binnen de ponsbeugel twee staven langswapening Ø10 mm van de ponswapeningkorf zelf aanwezig. De twee staven bevinden zich op de onderste laag buigwapening (vanaf onderen gezien) in de breedplaat. Bij een betondekking onderin de breedplaat van 35 mm en een dwarswapening Ø14 mm bevinden de onderzijden van de staven langswapening Ø10 mm binnen de ponsbeugel zich = 49 mm boven de onderzijde van de breedplaat, zie figuur 15. Bij een breedplaat dikte van 70 mm is dan = 11 mm beton boven de langswapening Ø10 mm aanwezig. Boven de bovenkant van het horizontale deel van een ponsbeugel Ø10 mm is dan = 21 mm beton aanwezig Bijlage IX 22

48 Ø 10 mm ponswapening beugel 31 mm 49 mm Figuur 15 Principe doorsnede van ponswapening die gedeeltelijk in een breedplaat is opgenomen [3]. De vloerbelasting binnen de eerste toetsingsperimeter u 1 wordt rekenkundig door betondrukdiagonalen rechtstreeks naar de kolom afgedragen. De belasting buiten de eerste toetsingsperimeter moet via een staafwerkmodel bestaande uit schuine betondrukdiagonalen, horizontale trekstaven (buigwapening) en verticale trekstaven (ponswapening) worden afgedragen, zie figuur 16. trekstaaf vloer drukdiagonaal kolom Figuur 16 Schematische weergave van de afdracht van vloerbelasting naar de kolom. De betondrukdiagonalen en verticale trekstaven komen samen in knopen. De onderzijde van de verticale trekstaven (dat zijn: de ponsbeugels) is in de breedplaat opgenomen. De betondrukdiagonalen moeten, om krachtenevenwicht te verkrijgen) het horizontale grensvlak breedplaat-druklaag kruisen. In de betonmechanica wordt verondersteld, dat de schuifspanning door de ponskracht gelijkmatig verdeeld over de nuttige hoogte van de betondoorsnede is. Bij het toepassen van verticale ponsbeugels is de spanning in een betondrukdiagonaal die een hoek θ met de horizontaal maakt gelijk aan: σ = c v z θ cotθ sin 2 Ed d Bijlage IX 23

49 waarin: z is de inwendige hefboomsarm (z 0,9d) θ is de hellingshoek van de betondrukdiagonaal is 26,6º bij pons (NEN-EN ) Bij genoemde uitgangspunten is σ c = 2, 74 v Ed Op de horizontale grenslaag breedplaat druklaag werkt dan een normaalspanning en een schuifspanning. De ontbonden spanningen van de kracht in de betondrukdiagonaal zijn: σ v normaal schuif 1 = σ c 5 2 = σ c 5 Het horizontale aansluitvlak breedplaat druklaag is door de benen van ponsbeugels doorsneden. Bij een beendiameter van 10 mm en een radiale en tangentiële hart-op-hartafstand van de benen van 200 mm, is de wapeningsverhouding in het aansluitvlak: 1 2 π 10 ρ = = 2, De rekenwaarde van de schuifweerstand van het aansluitvlak is: v Rdi = c f ctd ( σ ρ f ) + µ + normaal ywd Met: c = 0,20 (glad aansluitvlak) f ctd = 1,50 N/mm 2 (C35/45) μ = 0,6 (glad aansluitvlak) f ywd = 346 N/mm 2 [1] en: σ v normaal schuif Dan is: 1 = σ c = 1,23 v 5 2 = σ c = 2,45 v 5 Ed Ed 3 ( 1,23 ved + 2, ) = 0,30 + 0,74vEd + 0,69 = 0,99 0, Ed v = 0,20 1,50 + 0,6 + v Rdi Bijlage IX 24

50 Uit het staafwerkmodel volgt een rekenwaarde van horizontale schuifspanning in het aansluitvlak: v = 2 v Edi, 45 Ed Dan is: 3 ( 1,23 ved + 2, ) = 0,30 + 0,74vEd + 0,69 = 0,99 0, Ed v 0 + v Rdi =,20 1,50 + 0,6 74 Uit het staafwerkmodel volgt een rekenwaarde van horizontale schuifspanning in het aansluitvlak: Edi, 45 v = 2 v Ed De rekenwaarde van de weerstand is groter dan de rekenwaarde van de optredende spanning voor v Ed < 0,58 N/mm 2. Uit de berekeningen door Opzeeland [1] blijkt dat de rekenwaarde van de schuifspanning ter plaatse van de eerste toetsingsperimeter in enkele gevallen circa 1,0 N/mm 2 is. Omdat het betonaandeel v Rd,c circa 0,5 N/mm 2 is, moet dan circa (1,0-0,75 0,5) = 0,63 N/mm 2 door de beugels worden opgenomen. Voor dit aandeel kan het voorgaand besproken staafwerkmodel worden toegepast. Gegeven de aannames, is de rekenwaarde van de schuifspanning ongeveer gelijk aan rekenwaarde van de schuifspanning die in het grensvlak kan worden opgenomen. Echter, bij het berekenen van de rekenwaarde van de schuifweerstand is uitgegaan van een aandeel van de ponsbeugel benen die het grensvlak kruisen. Een voorwaarde voor het in rekening mogen brengen van deze component is, dat de betreffende wapening ter weerszijden van het grensvlak zodanig verankerd is, dat de rekenwaarde van de vloeikracht kan worden opgenomen. De betondekking boven de bovenzijde van de ponswapening in de breedplaat is 21 mm, zie Figuur 15. De beugel heeft daar een lengte van 200 mm. Als wordt uitgegaan van scheurhellingen van 45º in het beton (zie figuur 17) en het activeren van het beton over de gehele breedte van de ponsbeugel (200 mm), volgt uit verticaal krachtenevenwicht: 1 2 F = π Ø fywd = σ 4 2 trek Met Ø = 10 mm en f ywd = 346 N/mm 2 is σ trek = 6,5 N/mm 2. De rekenwaarde van de betontreksterkte is: f ctd = 1,50 N/mm 2 (C35/45). Rekenkundig is σ trek = f ctd = 1,50 N/mm 2 voor een rekenwaarde van de trekspanning in de beugelbenen van F / A s = 12, N / (2 78 mm 2 ) = 81 N/mm Bijlage IX 25

51 ponsbeugel been 21 mm bovenzijde breedplaat 200 mm Figuur 17 Schematische weergave van de verankering van een ponsbeugel in de breedplaat en veronderstelde uittrekconus (links: dwarsdoorsnede in het vlak van de ponsbeugel; rechts: aanzicht in langsrichting van de wapeningskorf met ponsbeugels). In voorgaande beschouwing is geen rekening gehouden met de twee hoekstaven Ø10 mm onderin de ponsbeugel. De bijdrage die deze staven per ponsbeugel kunnen leveren, is bij een model overeenkomstig het voorgaande model (betondekking op de hoekstaven = = 11 mm): F 3 ( ) 200 = ,50 13,2 10 N = 2 f langsstave n ctd = Deze kracht komt overeen met een beugelbeen spanning van 13, / (2 78) = 85 N/mm 2. De totale beugelbeen spanning die volgens het uittrek model kan worden optreden is = 166 N/mm 2. Uit voorgaande evenwichtsbeschouwing blijkt dat de door Opzeeland gebruikte rekenwaarde van de spanning in de ponsbeugels de ponsbeugels (346 N/mm 2 ) niet in alle in figuur 10 getoonde beugelbenen zal optreden en dat bij een beugelbeen spanning van 166 N/mm 2 de ponsbeugel uit de breedplaat wordt getrokken. De in NEN-EN toegepaste reductiefactor 0,75 als gevolg van het niet geheel verankerd zijn van alle ponsbeugels, is dus zeker van toepassing. 7 Samenvatting en conclusie In deze bijlage is de ponsweerstand en de detaillering van de ponswapening van een gewapend betonnen kolom-vloer aansluiting van de parkeergarage bij Eindhoven Airport onderzocht. Uit de analyse van de ponsweerstand blijkt, dat de door Adviesburo Opzeeland aangehouden NEN- EN standaardwaarden voor de excentriciteitsfactor voor de ponskracht voor de in het voorliggende rapport onderzochte kolommen, maximaal circa 15% kleiner zijn dan de waarden die volgen uit een berekening met het ponsmodel van NEN-EN waarbij de momenten in de kolommen zijn gebaseerd op een volledig stijve aansluiting tussen kolommen en de vloeren volgens de lineaire elasticiteitstheorie. Deze conclusie geldt zowel voor midden- als voor randkolommen Bijlage IX 26

52 Bijlage X Beoordeling dwarskracht bij het laten schrikken dakvloer INHOUD 1 Inleiding Doel van de analyse Beschikbare gegevens Dwarskrachtweerstand van de vloerconstructie niveau Constructief ontwerp door Opzeeland Uitvoeringsfase Dwarskracht-bezwijkmechanisme Waarnemingen ter plaatse Conclusies Bijlage X 1

53 1 Inleiding In deze bijlage wordt verslag gedaan van een rekenkundige analyse naar de dwarskrachtweerstand van de vloerconstructie niveau 4 voor de situatie waarin men, tijdens de bouwfase van de constructie, de tijdelijke stempels losdraait met als doel de vloer te laten schrikken en de vloer het eigen gewicht naar de kolommen en wanden te laten afdragen en niet meer, via de stempels, naar de vloerconstructie niveau 3. 2 Doel van de analyse De dwarskrachtweerstand van de vloerconstructie niveau 4 is door Opzeeland getoetst voor de blijvende situatie. Dat is rekenkundig de toestand waarin, onder andere, voor het toegepaste beton C35/45 (breedplaat en druklaag) een karakteristieke cilinderdruksterkte f ck = 35 N/mm 2 is gehanteerd [1]. Tijdens de bouwfase, op het moment van het laten schrikken van de vloerconstructie, was de karakteristieke ondergrenswaarde van de beton cilinderdruksterkte lager dan deze waarden en gebaseerd op een vereiste ontkistingssterkte. Navolgend wordt getoetst of de vloerconstructie in die fase rekenkundig voldoende dwarskrachtweerstand heeft. 2.1 Beschikbare gegevens De navolgende door BAM ter beschikking gestelde documenten zijn tijdens de beoordeling gebruikt: [1] Parkeergarage Eindhoven Airport Berekening: 4 e Verdiepingsvloer Deel B. BV Adviesburo Opzeeland, werknummer: , datum: 24 augustus 2016, gewijzigd: 23 november 2016, status: definitief, 95 p p. bijlage; [2] Project 8118 Parkeergarage Eindhoven SCIA Engineer onderdeel: 2 e t/m 4 e Verdiepingsvloer. BAM, 12 juni 2017, 12 p.; [3] Project: Parkeergarage Eindhoven Airport 4 e verdiepingsvloer deel B BubbleDeckvloer BD 450 betreft: Ponswapening. BubbleDeck, Leiden, projectnummer , tekeningnummer 4.B.7, revisie B, definitief, 23 november 2016; [4] Project: Parkeergarage Eindhoven Airport 4 e verdiepingsvloer deel A en B BubbleDeckvloer BD 450 betreft: Bollenpatroon. BubbleDeck, Leiden, projectnummer , tekeningnummer 4.B.4, revisie B, definitief, 23 november 2016; [5] Notitie MPB Eindhoven Airport. Bouw- en Woningtoezicht gemeente Eindhoven, 12 juni 2017, 4 p. + bijlage A; [6] Memo BAM, Boorkernen, 2 augustus 2017, 4 p. 3 Dwarskrachtweerstand van de vloerconstructie niveau Constructief ontwerp door Opzeeland De vloerconstructie niveau 4 is door Opzeeland onder andere op pons- en dwarskrachtweerstand getoetst [1]. Rekenkundig vereiste pons- en dwarskrachtwapening is op tekeningen [3] en [4] vermeld en in de vorm van wapeningskorven in de vloerconstructie opgenomen. Op hoofdlijnen geschetst, worden wapeningskorven toegepast bij kolom-vloer en vloer-wand verbindingen. In de overige delen van de vloerconstructie is, aldus Opzeeland, rekenkundig geen dwarskrachtwapening benodigd [1] Bijlage X 2

54 Opzeeland heeft, gebruik makend van NEN-EN en CUR-Aanbeveling 86 Bollenplaatvloeren, de dwarskrachtweerstand van een op buiging gescheurd veronderstelde vloerconstructie berekend. De rekenwaarde van de dwarskrachtweerstand van een vloerconstructie zonder bollen en zonder dwarskrachtwapening overeenkomstig NEN-EN is, aldus Opzeeland, V Rd,c = 186 kn/m (betonsterkteklasse C35/45). Als in een doorsnede het maximaal aantal bollen volgens het BubbleDeck concept aanwezig is, mag volgens CUR-Aanbeveling bij de bepaling van de dwarskrachtweerstand als kleinste breedte van de betondoorsnede 30% van de bruto breedte van de doorsnede worden aangehouden. De rekenwaarde van de dwarskrachtweerstand van de vloerconstructie zonder dwarskrachtwapening is dan, aldus Opzeeland: V Rd,c = 0,3 186 = 55 kn/m. Voor tussengelegen situaties (dat is: een reductie van het aantal bollen tot 75%, 50% of 25% van het maximale aantal) past Opzeeland lineaire interpolatie toe [1]. Zo is, bijvoorbeeld, als 50% van de bollen uit de doorsnede verwijderd is: V Rd,c = ,5 (186 55) = 120 kn/m. 3.2 Uitvoeringsfase In de uitvoeringsfase, bij het laten schrikken van de 4 e verdiepingsvloerconstructie, is door BAM uitgegaan van een, op basis van de geregistreerde rijpheid vereiste, beton kubusdruksterkte van 18 N/mm 2. BAM bepaalde vooraf voor de vloerconstructie B niveau 4 in een enkel logaritmisch (druksterkte - log rijpheid) assenstelsel een regressielijn door de resultaten van vijf kubus drukproeven in combinatie met een gemeten rijpheid. Daarna definieerde BAM een ijklijn die door het meest ongunstige van de vijf verkregen kubus resultaten ging en evenwijdig was aan de regressielijn. Navolgend wordt, voor het verkrijgen van informatie over de gerealiseerde kubusdruksterkte in het werk, in deze bijlage de regressielijn gebruikt. Voor het betonmengsel (met 50% CEM I) toegepast in deel B van de vloerconstructie niveau 4 is de regressielijn: kubusdruksterkte in N/mm 2 = 11,102 log(rijpheid in ºCh) - 16,034 N/mm 2 De vloerconstructie is in drie delen gestort. De rijpheid op het moment van schrikken was, respectievelijk, 2200ºCh, 1800ºCh en 2250ºCh voor vloerdelen B1/4, B2/4 en B3/4. De met de regressielijn berekende gemiddelde kubusdruksterkte is, respectievelijk, 21,1 20,1 21,2 N/mm 2. Bij de beoordeling van de dwarskrachtweerstand wordt hierna uitgegaan van een gemiddelde kubusdruksterkte van 21 N/mm 2. Zoals in paragraaf 3.1 van de voorliggende bijlage gesteld, heeft Opzeeland de dwarskrachtweerstand van een op buiging gescheurd veronderstelde doorsnede van beton sterkteklasse C35/45 berekend. Navolgend wordt het door Opzeeland verkregen resultaat (dat is: V Rd,c = 186 kn/m voor een doorsnede zonder bollen) nader beschouwd. De dwarskrachtweerstand volgens NEN-EN heeft een minimum waarde (op basis van v min). De rekenwaarde van de daarbij van toepassing zijnde schuifspanning is: Rd, c = vmin, 035 1,5 v = 0 k f 0,5 ck Bijlage X 3

55 waarin: 200 k = 1+ met d in [mm] en k < 2,0. d De vloerconstructie heeft een totale hoogte van de doorsnede h = 450 mm. De navolgende opbouw over de hoogte van de betondoorsnede wordt gebruikt: betondekking: 35 mm (onderzijde breedplaat); eerste laag wapening in de breedplaat (vanaf de onderzijde): Ø 14 mm; tralieligger hoogte: 300 mm; wapening in de derde laag (vanaf bovenzijde druklaag; direct op de tralieligger geplaatst): Ø 8 mm; wapening in de tweede laag (vanaf bovenzijde druklaag): Ø 12 mm; wapening in de eerste laag (vanaf bovenzijde druklaag): Ø 12 mm. Uitgaande van de voorgaand vermelde opbouw van de vloerconstructie en een negatief buigend moment in de doorsnede, is de nuttige hoogte d van de bijlegwapening in de eerste laag vanaf boven: d = /2 = 375 mm. Dan is k = 1,73. Als sprake is van een positief buigend moment is d = /2 = 408 mm. Dan is k = 1,70. Uitgaande van f ck,cube = f cm,cube - 4 N/mm 2 is f ck,cube = 21-4 = 17 N/mm 2 volgt een karakteristieke cilinderdruksterkte f ck = 0,8 f ck,cube = 0,8 17 = 13,6 N/mm 2 zodat: v Rd, c 1,5 0,5 = 0,035 1,73 13,6 = 0,29 N/mm 2 De dwarskrachtweerstand van een betondoorsnede zonder bollen is: V Rd, c = vrd,c b d = 0, = N/m Bij aanwezigheid van het maximale aantal bollen is: bol,rd,c 3 3 V = 0, = 32, 7 10 N/m Bij een positief buigend moment in de beschouwde doorsnede is k = 1,70 en d = 408 mm. Het resultaat is: v Rd, c 1,5 0,5 = 0,035 1,70 13,6 = 0,29 N/mm 2 V Rd, c = vrd,c b d = 0, = N/m Bijlage X 4

56 bol,rd,c 3 3 V = 0, = 35, 4 10 N/m Ter controle wordt het in paragraaf 3.1 genoemde resultaat van Opzeeland beoordeeld. Voor f ck = 35 N/mm 2 (sterkteklasse C35/45) en een negatief buigend moment, is (op basis van v min): v Rd, c 1,5 0,5 = 0,035 1,73 35 = 0,47 N/mm 2 Dan is: V Rd, = v b d = 0, = c Rd,c 3 Het resultaat is nagenoeg gelijk aan de door Opzeeland aangehouden V Rd,c = 186 kn/m [1]. N/m Navolgend wordt de dwarskrachtweerstand van een betondoorsnede met het maximaal aantal bollen getoetst. In figuur 1 is as Bs rood gemarkeerd. De gele lijn in de figuur markeert een doorsnede waarin het maximaal aantal bollen aanwezig is. De afstand tussen de gele en groene lijn is circa 3,5 m. De betreffende betondoorsnede is door Bouw- en Woningtoezicht van de gemeente Eindhoven voor beton sterkteklasse C35/45 en alleen het eigen gewicht van de vloerconstructie als belastingsgeval (met belastingsfactor 1,0), beoordeeld [5]. as Bs Figuur 1 Deel van de dakvloer (4 e verdiepingsvloer deel B) [4] In het door BAM opgestelde 3D eindige elementen model [2] is over drie lijnen het verloop van de dwarskracht in de vloerconstructie niveau 4 opgevraagd, zie figuur 2. De lijnen hebben een lengte van circa 16,2 m Bijlage X 5

57 1 2 3 Figuur 2 3D-model met in dakvloer (4 e verdiepingsvloer deel B) drie lijnen gemarkeerd [2] Voor het belastingsgeval eigen gewicht met belastingsfactor 1,0 is het verloop van de dwarskracht over lijnen 1, 2 en 3 in figuur 3 weergegeven. In de bovenste van de drie afbeeldingen zijn de posities van as Bs en de vloerrand aangeduid Bijlage X 6

58 as Bs vloerrand lijn 1 lijn 2 lijn 3 Figuur 3 Het verloop van de dwarskracht [kn/m] in de dakvloer (4 e verdiepingsvloer deel B) over drie lijnen Bijlage X 7

59 De dwarskracht over de in figuur 1 gemarkeerde gele lijn (3,5 m uit as Bs) is in figuur 4 weergegeven. Vanwege het grote aantal in de bovenste afbeelding vermelde getalswaarden, zijn deze niet goed leesbaar. Daarom is in de onderste afbeelding een vergroting van het groen gemarkeerde vloerdeel met lijnen 1, 2 en 3 getoond ,5 m Figuur 4 Het verloop van de dwarskracht [kn/m] in de dakvloer (4 e verdiepingsvloer deel B) over een lijn evenwijdig aan as Bs Bijlage X 8

60 Het buigend moment in Y-richting (dat is: voor belastingafdracht in de richting van de lijnen 1, 2 en 3) is ter hoogte van de beschouwde lijn circa 3,5 m uit as Bs, in absolute zin klein. Omdat niet duidelijk een onderscheid tussen het optreden van een positief of een negatief buigend moment is te maken, wordt navolgend gerekend met de resultaten verkregen voor een doorsnede gescheurd door een negatief buigend moment. De dwarskrachtcapaciteit is in die situatie beperkt kleiner dan die bij scheurvorming ten gevolge van een positief buigend moment. Eerder is in de voorliggende bijlage berekend dat tijdens het laten schrikken van de vloerconstructie niveau 4 de rekenwaarde van de dwarskrachtweerstand V Rd,c van een betondoorsnede zonder bollen 109 kn/m is. Bij aanwezigheid van het maximale aantal bollen is dat 33 kn/m. Uit de resultaten vermeld in figuur 4 blijkt dat over de snede in het gemarkeerde vloerdeel de optredende dwarskracht bij eigen gewicht in alle datapunten groter is dan de rekenwaarde van de dwarskrachtweerstand (33 kn/m). Als de gehele doorsnede wordt beschouwd (totale lengte ca. 60 m), blijkt dat de rekenwaarde van de weerstand van 33 kn/m over ruim 80% van de lengte overschreden wordt. Opgemerkt wordt, dat in voorgaande beschouwing van de rekenwaarde van de dwarskrachtweerstand is uitgegaan. Dit houdt in, dat een materiaalfactor 1,5 in de uitkomst van de berekening is inbegrepen. Tevens is van de karakteristieke ondergrenswaarde van de betondruksterkte uitgegaan. Navolgend wordt de verwachte gemiddelde dwarskrachtweerstand berekend. De gemiddelde kubusdruksterkte is f cm,cube = 21 N/mm 2. De gemiddelde cilinderdruksterkte f cm = 0,8 f cm,cube = 0,8 21 = 16,8 N/mm 2. Dan wordt verondersteld dat de gemiddelde dwarskrachtweerstand uitgedrukt in een schuifspanning (bij veronderstelde scheurvorming door een negatief buigend moment) is: v Rm, c 1,5 = 1,5 0,035 1,73 16,8 = 0,49 N/mm 0,5 2 De dwarskrachtweerstand van een betondoorsnede zonder bollen is: V Rm, c = vrm,c b d = 0, = N/m Bij aanwezigheid van het maximale aantal bollen is: V 3 Rm, c = 0, = N/m Voornoemde waarde van 55 kn/m wordt over de beschouwde lijn (totale lengte ca. 60 m) over een twee stroken met een breedte van ruim 5 m en ruim 2 m, beiden in figuur 4 rechts van lijn 3 gelegen, overschreden. De twee stroken hebben een totale breedte die ruim 10% van de breedte van de beschouwde betondoorsnede is Bijlage X 9

61 Er wordt op gewezen, dat in voorgaande beschouwing ervan is uitgegaan dat de gemiddelde minimum dwarskrachtweerstand gelijk is aan 1,5 maal de rekenwaarde van de minimum dwarskrachtweerstand (1,5v min). Met betrekking tot de v Rd,c in NEN-EN vgl. (6.2a) is deze verhouding volgens opgave van TNO gelijk aan 0,163/0,12 = 1,36. Het in de v min berekening toepassen van een factor 1,36 in plaats van 1,5 geeft: v Rm, c 1,5 = 1,36 0,035 1,73 16,8 = 0,44 N/mm 0,5 2 De dwarskrachtweerstand van een betondoorsnede zonder bollen is dan: V Rm, c = vrm,c b d = 0, = N/m Bij aanwezigheid van het maximale aantal bollen is: V Rm, = 0, = c 3 3 N/m Dit is een beperkt verschil ten opzichte van de VRm,c = N/m die eerder bepaald is, zodat de daar beschreven bevinding ook bij deze benadering van toepassing zijn Bijlage X 10

62 4 Dwarskracht-bezwijkmechanisme In hoofdstuk 3 van de voorliggende bijlage is, navolgend de analyse door Opzeeland in de blijvende situatie, de dwarskrachtweerstand in de bouwfase bij het laten schrikken van de vloerconstructie niveau 4, beoordeeld. Daarbij is er op gewezen, dat in de beschouwde doorsnede met het maximale aantal bollen, het buigend moment relatief gering is. De gehanteerde rekenmethodiek volgens NEN-EN is echter gebaseerd op het gedrag van een doorsnede die is gescheurd door een buigend moment. De toetsing van de dwarskrachtweerstand vindt dan plaats op basis van een buig-afschuif bezwijkvorm. Als geen sprake is van scheurvorming door een buigend moment, is sprake van een afschuif-trek bezwijkvorm. Bezwijken treedt dan op doordat de hoofdtrekspanning gelijk is aan de betontreksterkte, waarna scheurvorming optreedt en de doorsnede bezwijkt. De hoofdtrekspanning wordt berekend uit de spanning door een buigend moment en de spanning door een schuifkracht. De voor de hoofdtrekspanning maatgevende positie over de hoogte van de doorsnede moet worden gezocht. Als geen sprake is van een buigend moment, dan wel als de invloed hiervan relatief klein is, wordt de hoofdtrekspanning direct uit de schuifspanning berekend. Omdat sprake is van een op buiging ongescheurd veronderstelde doorsnede, moet de schuifspanning in de onderhavige situatie worden berekend voor een samengestelde doorsnede (breedplaat en druklaag) met ronde sparingen. De doorsnede heeft een totale hoogte van 450 mm. Beschouwd wordt een doorsnede met een breedte van 400 mm (de hart-op-hartafstand van de bollen) en van één bol (diameter 360 mm) voorzien. Een bol is maximaal 30 mm in de breedplaat opgenomen. De breedte van de doorsnede is (van onderen naar boven): over: 40 mm: 400 mm; over 360 mm: een ronde sparing met een diameter van 360 mm; het middelpunt van de cirkel op 220 mm vanaf de onderzijde van de totale doorsnede; over 50 mm: 400 mm (betondekking op de bollen is 50 mm). Figuur 5 toont de hoogtelijnen voor het moment my door het eigen gewicht van de vloerconstructie (belastingsfactor 1,0). De momentvector is evenwijdig aan de vloerrand. De in de figuur getekende gele lijn bevindt zich 3,5 m uit as Bs (de onderbroken gele lijn) Bijlage X 11

63 as Bs Figuur 5 Hoogtelijnen voor het positief buigend moment my (momentvector evenwijdig aan de vloerrand) [knm/m] in de dakvloer (4 e verdiepingsvloer deel B). De doorgetrokken gele lijn bevindt zich nagenoeg ter hoogte van het momentennulpunt. Op enkele posities kruist de lijn zones met een positief buigend moment van circa 40 knm/m. Dit moment wordt daarom navolgend aangehouden. Over de samengestelde doorsnede met een breedte van 0,4 m is het buigend moment 0,4 40 = 16 knm. De grootste dwarskracht over de doorgetrokken gele lijn is circa 70 kn/m, zie Figuur 4. Bij een breedte van de doorsnede van 0,4 m, is dat 0,4 70 = 28 kn. Een doorsnedeberekening voor de samengestelde doorsnede, uitgaande van dezelfde waarde voor de elasticiteitsmodulus voor het beton van de breedplaat en de druklaag, geeft de navolgende resultaten. Ligging zwaartelijn van de doorsnede = 231,6 mm boven de onderzijde Berekende spanningen ter plaatse van de smalste doorsnede (breedte = 40 mm; halverwege de hoogte van de bol; /2 = 220 mm boven de onderzijde): buigspanning: 0,08 N/mm 2 buigspanning: 1,97 N/mm 2 hoofdtrekspanning: 2,02 N/mm 2 De hoofdtrekspanning wordt bijna geheel door de dwarskracht bepaald. De hoofdtrekspanning treedt dan op onder een hoek van circa 45 graden ten opzichte van de lengte-as Bijlage X 12

64 De op basis van resultaten van rijpheidsmetingen voorspelde gemiddelde kubusdruksterkte is f cm,cube = 21 N/mm 2. De gemiddelde cilinderdruksterkte f cm = 0,8 f cm,cube = 0,8 21 = 16,8 N/mm 2. De karakteristieke ondergrens van de cilinderdruksterkte is dan ongeveer 16,8 4 = 12,8 N/mm 2. De daaruit af te leiden gemiddelde langeduur betontreksterkte is (NEN-EN tabel 3.1): f ctm 2 / 3 ck 2 / 3 = 0,30 f = 0,30 12,8 = 1,64 N/mm 2 Voorgaande waarde is kleiner dan de rekenwaarde van de hoofdtrekspanning. Er wordt echter op gewezen, dat volgens CUR Aanbeveling 86, die is afgestemd op NEN 6720 (de VBC) de voorganger van de huidige norm voor betonconstructies NEN-EN , de rekenwaarde van de schuifspanning bij een over de hoogte van het lijf verlopende lijfbreedte, wordt berekend door uit te gaan van een doorsnede met een breedte gelijk aan 30% van de bruto breedte van de doorsnede. Voor een doorsnede met een rekenkundige constante breedte van 30% van 400 mm = 120 mm en een hoogte van 450 mm is de maximale schuifspanning: v max = 3 2 V bd Met V = 28 kn, b = 120 mm en d = 408 mm (positief buigend moment) is v max = 0,78 N/mm 2. De hoofdtrekspanning is, gezien de relatief kleine buigtrekspanning, nagenoeg gelijk aan de schuifspanning. Het resultaat is een hoofdtrekspanning (0,78 N/mm 2.) die aanzienlijk kleiner is dan f ctm = 1,64 N/mm 2. Het gebruik van voorgaande benadering waarin de hoofdtrekspanning wordt berekend voor een equivalente rechthoekige betondoorsnede, wordt gesteund door de hellingshoek van circa 45 graden van de hoofdtrekspanningsrichting. Zodra in een punt de hoofdtrekspanning gelijk is aan de treksterkte, treedt scheurvorming op. Dat zal zijn op een niveau waar de minimale breedte van de doorsnede van 40 mm aanwezig is. Scheurgroei treedt op onder een hoek van circa 45 graden ten opzichte van de horizontaal. Als gevolg hiervan worden, naar boven en naar onder in de doorsnede, zones belast die een breedte groter dan 40 mm hebben. Dit door de bolvorm van de sparingen. De hoofdtrekspanning in het lineair-elastische stadium is dus in theorie slechts op één niveau maximaal. De oorzaak van de scheurvorming (dat is: een dwarskracht) maakt dat scheurgroei wil optreden in de richting van bredere zones waar navenant kleinere hoofdtrekspanningen optreden. Dit maakt dat het mogelijk is dat de scheurvorming kan stoppen. Rekenkundig is bepaald dat bij de gegeven combinatie van moment en dwarskracht, als er bij de minimale breedte een scheur ontstaat van circa 80 mm hoogte, door de toename van de breedte in de resterende doorsneden, de hoofdtrekspanningen beperkt blijven tot 1,65 N/mm² Bijlage X 13

65 5 Waarnemingen ter plaatse Op verzoek van Opzeeland zijn op 3 augustus 2017, na het bezwijken van de constructie, uit het nog intact zijnde bouwdeel A, ter plaatse van de 4 e verdiepingsvloer door BAM 4 kernen met een diameter 190 mm geboord [6]. De locaties van de boorkernen zijn aangegeven in figuur 6. Figuur 6 Locatie boorkernen Foto s van de boorkernen zijn hierna toegevoegd. foto 1 Boorkern 1 Bij boorkern 1 is een scheur aanwezig ter plaatse van de minimale breedte van de kern. De kleur van een groot deel van de scheur is donker blauw/grijs, hetgeen er op duidt dat de scheur nieuw is. In een klein deel van de doorsnede (circa 10%) heeft de scheur een licht grijze kleur, hetgeen er op duidt dat dit deel van de scheur reeds langer aanwezig is geweest Bijlage X 14

66 foto 2 Boorkern 2 Boorkern 2 is na het boren geheel intact en zonder scheuren. foto 3 Boorkern 3 Bij boorkern 3 is het deel van de breedplaat, de onderste 70 mm van de vloer, tijdens het boren losgeraakt en naar beneden gevallen. foto 4 Boorkern 4 Boorkern 4 is geheel intact en zonder scheuren Bijlage X 15

67 6 Conclusies Ten tijde van het, tijdens de bouwfase, laten schrikken van de constructievloer niveau 4 (de dakvloer) is in een onderzochte betondoorsnede bij de breuklijn, evenwijdig met as Bs en met het maximale aantal bollen en een relatief grote dwarskracht, het buigend moment relatief beperkt. Daarom scheurt de doorsnede niet op buiging. Anders dan bij de in het ontwerp gehanteerde rekenregels voor het bepalen van de dwarskrachtweerstand voor een uiterste grenstoestand is verondersteld, treedt in de doorsnede geen buigscheur op die zich eventueel tot een buig-afschuif scheur kan ontwikkelen. Door de geringe grootte van het moment ter plaatse en de gereduceerde breedte in het midden van de hoogte van de doorsneden zal bij het bezwijken op dwarskracht een afschuiftrek bezwijkvorm optreden. Uit een berekening met de betondruksterkte op het moment van schrikken als uitgangspunt blijkt, dat de dwarskracht door het eigen gewicht van de vloerconstructie niveau 4 (met belastingsfactor 1,0) in de betreffende doorsnede door het beton kan worden opgenomen. Echter, het ontstaan van een beperkte scheur in het deel van de doorsnede met de minimale breedte is daarbij niet uit te sluiten. De aanwezigheid van een oude scheur over een beperkt deel van de doorsnede van boorkern 1 is hier mogelijk aan toe te schrijven Bijlage X 16

68 Bijlage XI Experimenteel onderzoek momentweerstand langsvoegverbinding INHOUD 1 Inleiding Doel van het onderzoek Beschrijving van de beschouwde constructie ter plaatse Algemeen Geometrie Materiaalkwaliteiten Samenvatting Beschrijving van proefstukken en de proefopstelling Geometrie Proefstuk varianten Proefopstelling vierpuntsbuigproef Aanvullend onderzoek Inleiding Langsafschuiving proefstukken Inleiding Proefstukken Proefopstelling Betondruksterkte Productie van de proefstukken Resultaten van vierpuntsbuigproeven VL VA KL KA KL34a VL34a KL34b VA34, VL34b en KA Samenvatting en nadere uitwerking Bijlage XI 1

69 8 Resultaten driepuntsbuigproef LAZ18 en LAZ LAM LAM Samenvatting en nadere uitwerking Analyse van de resultaten Beoordeling van momentweerstand Beoordeling resultaat langsafschuifproeven Beoordeling van gezamenlijke resultaten Beantwoording van het doel van het onderzoek Bijlagen A.1 Samenstelling beton breedplaatvloer A.2 Beschrijving schade aan breedplaatelementen A.3 Verdeling koppelstaven per proefstuk A.4 Betonsamenstelling druklaag A.5 Sterkte ontwikkeling betondruklaag Bijlage XI 2

70 1 Inleiding In deze bijlage wordt verslag gedaan van het experimenteel onderzoek dat is uitgevoerd naar de constructieve eigenschappen van de BubbleDeck vloer daar waar een groot positief moment optreedt ter plaatse van de langsvoeg tussen twee breedplaten. 2 Doel van het onderzoek Op basis van de beschikbare informatie waren er twijfels of de BubbleDeck vloer zoals ontworpen en uitgevoerd, ter plaatse van de langsnaden tussen de breedplaten voldoende weerstand heeft om de veldmomenten met een momentvector evenwijdig aan de langsnaden te kunnen weerstaan. Deze twijfels betroffen met name de kwaliteit van de verbinding in de breedplaatvloer waarbij een overlappingslas wordt gemaakt door het aanbrengen van de koppelwapening, die over de voeg tussen twee breedplaten wordt aangebracht en direct op de breedplaten wordt geplaatst, met de wapening in de breedplaat. Dit vanwege een aantal factoren: o verschil in de wapeningsconfiguratie van de wapening in de breedplaat en de koppelwapening; o aanwezige verankeringslengte; o overdracht van de trekkracht in de koppelwapening op de breedplaat naar de wapening in de breedplaat die moet worden overgebracht als schuifkracht door het aansluitvlak tussen de breedplaat en de druklaag; o mogelijke slechte omhulling van de koppelwapening door het ter plaatse gestorte beton in verband met de directe plaatsing op de breedplaat, eventueel aanwezige bollen en eventuele geringe hart-op-hart-afstand tussen de staven; o de ondersteuning van de vloer is tijdelijk verwijderd bij een gemiddelde kubusdruksterkte van het beton van de druklaag gelijk aan circa 18 N/mm² 1 terwijl BubbleDeck/Opzeeland hiervoor 34,5 N/mm² heeft aangegeven. Om dit nader te onderzoeken is experimenteel onderzoek uitgevoerd naar de momentweerstand van de breedplaten ter plaatse van een langsvoeg tussen de platen. Naast de momentweerstand van de constructie is ook de vervormingscapaciteit van het detail beschouwd. 3 Beschrijving van de beschouwde constructie ter plaatse 3.1 Algemeen Het onderzoek richtte zich op de dakvloer (4 e verdiepingsvloer). Hierna is de constructie beschreven zoals die is ontworpen voor het deel in het eindveld nabij de kern, zie figuur 1. Het beschouwde vloerveld heeft tussen de rij gevelkolommen en de kolommen naast de betonkern een overspanning gelijk aan circa 15 meter. 1 Ten tijde van de opzet van het experimentele onderzoek was 18 N/mm² als gemiddelde kubusdruksterkte van het beton ten tijde van het schrikken bekend. Later is dit op basis van het verschil tussen de gehanteerde ijklijn en de regressielijn bijgesteld naar 21 N/mm² Bijlage XI 3

71 figuur 1 Beschouwde deel van de dakvloer (4 e verdiepingsvloer deel B) 3.2 Geometrie In het beschouwde deel van de dakvloer waren de breedplaten BD ; BD en BD aanwezig. De breedplaten zijn 70 mm dik en hebben een afmeting van 3 10 m². In de breedplaten zijn 4 tralieliggers aangebracht, type (300 10/6/6-9930). De tralieliggers zijn symmetrisch geplaatst op 425 mm en 1274 mm vanaf de rand van de plaat. Het aantal bollen en de positie daarvan varieert per plaat, zie figuur 2. De uitwendige diameter van de bollen is 360 mm. De dekking op de bollen aan de onderzijde is circa 40 mm en aan de bovenzijde 50 mm. In lengterichting van de plaat is de hart-op-hart afstand tussen de bollen gelijk aan 400 mm. In dwarsrichting is dit gemiddeld 425 mm Bijlage XI 4

72 Bijlage XI 5

73 figuur 2 Positie van tralieliggers (rood) en bollen op de breedplaten De wapening in de breedplaten is verschillend. Volgens de elementtekeningen bestaat de wapening in dwarsrichting uit staven Ø14 en Ø10, kwaliteit B500B. De daaruit volgende wapeningshoeveelheden per meter zijn hierna in tabel 1 gegeven. Opgemerkt wordt, dat deze wapeningshoeveelheden niet geheel stroken met de wapeningshoeveelheden op de overzichtstekening 4.B.5 (B), waarop de elementwapening is aangegeven. tabel 1 merk Wapeningshoeveelheden in dwarsrichting volgens overzichtstekening en elemententekeningen in mm2/m overzichtstekening elementtekeningen 4.B.5 (B) Navraag bij Opzeeland leerde dat de wapeningshoeveelheden op overzichtstekening 4.B.5 (B) de benodigde hoeveelheden zijn die door de constructeur uit de krachtsverdeling zijn afgeleid. De wapeningshoeveelheden op de elementtekeningen zijn de feitelijk in de elementen toegepast hoeveelheden. Daarbij is het net afgestemd op de locatie van de bollen en de mogelijkheden bij de productie van de netten. Daarbij is de hart-op-hart-afstand tussen twee staven een veelvoud van 25 mm. De dekking op de wapening in dwarsrichting is 35 mm. De langswapening, die bestaat uit Ø10 en Ø8, is op de wapening in de dwarsrichting geplaatst en heeft dus een dekking van 49 mm Bijlage XI 6

74 De tralieliggers hebben een hoogte van 300 mm. De onderstaven zijn geribd Ø6 en bevinden zich in de zelfde laag als de langswapening. De diagonalen zijn staven Ø6, glad staal, en hebben een fase van 200 mm. De bovendraad is Ø10 glad staal. Volgens opgave van Opzeeland zijn deze tralieliggers geproduceerd door Intersig. Uit het KOMO productcertificaat blijkt dat alle staven in de tralieligger een karakteristieke vloeigrens van 500 N/mm² hebben. Op de bollen en de tralieliggers is een wapeningsnet met staven Ø8 aangebracht met in dwarsrichting een gemiddelde h.o.h.-afstand van 200 mm en in langsrichting 217 mm. Daarnaast wordt tussen de bollen, zowel in dwars- als in langsrichting een staaf Ø6 aangebracht in die situaties waarbij geen tralieligger aanwezig is. Een principe doorsnede van de toegepaste vloer is gegeven in figuur 3. figuur 3 Principe doorsnede BubbleDeck 450 Na het plaatsen van de breedplaat elementen op de bouwplaats werd nog bijleg- en koppelwapening op de plaat en de bovenwapening aangebracht. Op de tekeningen is de benodigde bijleg- en koppelwapening aangegeven. De onderwapening in de breedplaten wordt gekoppeld middels bijlegwapening die direct op de breedplaten wordt aangebracht. De daarvoor benodigde hoeveelheden zijn aangegeven op tekening 4.B.2 (B). Een fragment daarvan is opgenomen in figuur 4. Daaruit zijn de volgende wapeningshoeveelheden als bijlegwapening af te leiden: tussen merk opgave mm²/m staven tussen bollen uitgaande van h.o.h. 400 mm Ø Ø Ø Ø Ø16 + 1Ø10 4Ø16 3Ø16 De staven Ø16 hebben een lengte van 1550 mm. De staven Ø10 hebben een lengte van 1150 mm. Op de tekening is niet aangegeven hoe deze bijleg staven moeten worden gepositioneerd en wat een minimale onderlinge afstand zou moeten zijn Bijlage XI 7

75 figuur 4 Bijlegwapening op de breedplaat, fragment van tekening 4.B.2 (B) Volgens tekening 4.B.3 (A) wordt tussen de bovennetten die op de breedplaten boven de bollen zijn aangebracht, een voegnet geplaatst om zo het bovennet dicht te leggen. Vanwege het gewenste afschot zijn de vloeren tussen de kolommen met een toog aangebracht. Ten gevolge daarvan was dakvloer ter plaatse van de overgang van breedplaat 1047 naar breedplaat 1054 geknikt. Tijdens de uitvoering wordt een toog aangebracht van 125 mm over 7,5 m. Over de breedte van één breedplaat komt dit overeen met een hoogteverschil van 125 (3/7,5) = 50 mm. Ter plaatse van de aansluiting tussen breedplaat 1040 en 1047 was weliswaar een afschot, maar geen knik aanwezig. 3.3 Materiaalkwaliteiten De kwaliteit van het wapeningsstaal is volgens het tekeningkader op de diverse tekeningen gelijk aan B500B. Voor het beton van zowel de breedplaat als van de druklaag is C35/45 aangegeven. Het beton van de breedplaat is zelfverdichtend beton, hiervoor wordt door de fabrikant een druksterkte C45/55 aangehouden. Het ter plaatse gestorte beton van de druklaag is traditioneel grindbeton Bijlage XI 8

76 C35/45. De bovenzijde van de breedplaten is na het aanbrengen van het beton, de wapening en de bollen niet afgewerkt. Door BubbleDeck/Opzeeland is aangegeven dat de stempels onder de vloer verwijderd zoudenmogen worden bij het bereiken van een gemiddelde kubusdruksterkte (f cm,j) van 34,5 N/mm². De BAM heeft gekozen om de vloeren te laten schrikken bij een gemiddelde kubusdruksterkte van 18 N/mm². Bij het schrikken van de vloer worden de stempels onder de vloer ontlast en vervolgens weer handvast aangedraaid. De vloer zal dan in principe zijn eigen gewicht dragen. Door kruipgedrag etc. zal dit na verloop van tijd weer iets wijzigen. Op deze wijze wordt geprobeerd om de toename van de stempellasten bij het telkens toevoegen van nieuwe hogere vloeren te beperken. De werkwijze waarbij de stempels onder vloer worden ontlast, zou voor de dakvloer niet nodig zijn. Echter, deze procedure is door de BAM ook bij deze vloer zo uitgevoerd. 3.4 Samenvatting Op basis van het voorgaande wordt geconcludeerd dat er twee situaties te onderscheiden zijn: Voeg tussen breedplaten 1047 en 1054 (ter plaatse van naad 3): koppelwapening: 4Ø16 per bol breedplaatwapening: 1715 mm² bestaand uit Ø14 en Ø10 hart eerste bol op 650 mm vanaf de rand bij beide platen geometrie: geknikt met in iedere plaat een afschot van 50 mm per 3 meter Voeg tussen breedplaten 1040 en 1047 (ter plaatse van naad 4): koppelwapening: 3Ø16 + 1Ø10 per bol breedplaatwapening: 1494 mm²/m in mm²/m in 1047 bestaand uit Ø14 en Ø10 hart eerste bol op 190 mm vanaf de rand bij mm vanaf de rand bij 1047 geometrie: vlak 4 Beschrijving van proefstukken en de proefopstelling 4.1 Geometrie De proeven zijn uitgevoerd als een vierpuntsbuigproef waarbij in het deel met de koppelwapening een constant moment aanwezig is. Op basis van de maximale lengte van de koppelstaven van 1550 mm, is de afstand tussen de twee lasten ten minste gelijk gekozen aan 1,6 m. De grootte van de afstand tussen de actiekracht en de reactiekracht is gelijk aan 0,816 m. In het deel tussen de actie- en de reactiekracht is de dwarskracht relatief groot en niet overeenkomstig de dwarskrachten in de feitelijke constructie. De geometrie van de proefstukken is in dit deel Bijlage XI 9

77 daarom aangepast door de bollen daar voor het storten te verwijderen en extra dwarskrachtwapening aan te brengen in de vorm van 2 4 draadeinden M die aan de onder- en bovenzijde van de proefstukken verankerd zijn. Voor het overstekende stuk is een lengte van 300 mm aangehouden. De totale proefstuklengte wordt dan gelijk aan: 2 ( ) = 3832 mm draadeinden Ø h.o.h. 204 mm langs h.o.h 400 mm breed draadeinden Ø h.o.h. 204 mm langs h.o.h 400 mm breed koppelwapening = bollen verwijderen figuur 5 Schets van het proefstuk (V) Als breedte van de proefstukken is 800 mm aangehouden. Over de breedte van het proefstuk zijn dan twee bundels van koppelwapening, twee halve en één hele bol aanwezig, zie figuur figuur 6 Doorsnede van het proefstuk Bijlage XI 10

78 4.2 Proefstuk varianten Op voorhand kon niet worden gezegd welke van de twee in paragraaf 3.4 beschreven situaties maatgevend zou zijn. Daarom zijn voor beide situaties proefstukken vervaardigd. De twee situaties zijn aangeduid met K van knik en V van vlak en duiden tevens de bijbehorende variaties in wapeningshoeveelheden aan. K Knik Voeg tussen breedplaten 1047 en 1054: koppelwapening: 4Ø16 per bol breedplaatwapening: 1715 mm² bestaand uit Ø14 en Ø10 hart eerste bol op 650 mm vanaf de rand bij beide platen geometrie: geknikt met in iedere plaat een afschot van 50 mm per 3 meter 32 mm toog figuur 7 Zijaanzicht proefstuk K V Vlak: Voeg tussen breedplaten 1040 en 1047: koppelwapening: 3Ø16 + 1Ø10 per bol breedplaatwapening: 1494 mm²/m in mm²/m in 1047 bestaand uit Ø14 en Ø10 hart eerste bol op 190 mm vanaf de rand bij mm vanaf de rand bij 1047 geometrie: vlak figuur 8 Zijaanzicht proefstuk V Bijlage XI 11

79 De wijze van verdeling van koppelwapening op de plaat in breedterichting is niet voorgeschreven. De beste aanhechting zal waarschijnlijk worden gevonden als de koppelstaven zo ver mogelijk uit elkaar worden geplaatst. Het is ook mogelijk dat in het werk de koppelstaven als een groep, aansluitend op de plaat worden geplaatst. In de proefstukken is het midden van de lengte van de koppelstaven aangebracht direct boven de voeg tussen de twee breedplaten. Bij proefstuk K zijn de koppelstaven aan één zijde op de plaat geplaatst waardoor ze aan de andere zijde boven de plaat zweven. Om de invloed van de wijze van plaatsen van de koppelwapening in het onderzoek te betrekken, zijn twee varianten beschouwd, aangeduid met L en A, zie figuur 9. L: koppelwapening los A: koppelwapening aansluitend figuur 9 Variaties voor de plaatsing van de koppelwapening L koppelwapening los, gelijkmatig verdeeld De afstand tussen de staven moet aan weerszijde met vlechtdraad worden gefixeerd; Omdat hoger boven de plaat de ruimte tussen de bollen kleiner wordt zal bij de koppelwapening die boven de plaat zweeft de afstand tussen de staven daar geknepen moeten worden. A koppelwapening wordt aansluitend tegen elkaar gelegd De afstand tussen de staven moet aan weerszijde met een vlechtdraad worden gefixeerd. Opgemerkt wordt dat de wijze waarop de staven verdeeld kunnen worden in de praktijk mede beïnvloed wordt door de diagonalen van de tralieligger waar de staven doorgestoken zijn, zie figuur 10. In bijlage A.3 is een overzicht gegeven hoe bij de verschillende proefstukken de koppelwapening is aangebracht Bijlage XI 12

80 figuur 10 Plaatsing koppelwapening in proefstuk KL18 (links) en KA18 (rechts) Het is beoogd de proefstukken te beproeven bij een gemiddelde druksterkte van 18 N/mm² en 34,5 N/mm². Deze variatie zijn aangeduid met 18 en 34. Dit alles te samen leidt tot 8 proefstukmerken: KA18 KA34 KL18 KL34 VA18 VA34 VL18 VL Proefopstelling vierpuntsbuigproef Voor het bepalen van de momentweerstand en vervormingscapaciteit van de proefstukken wordt een vierpuntsbuigproef uitgevoerd overeenkomstig de opzet in figuur 5. In figuur 11is een overzicht opgenomen van de kracht- en verplaatsingopnemers die op de proefstukken VA18 en VL18 zijn aangebracht Bijlage XI 13

81 kracht kracht v1 v4 v3 v5 v2 v11 v v7 v figuur 11 Overzicht vierpuntsbuigproef met kracht- en verplaatsingsopnemers bij VA18 en VL18. Tijdens het uitvoeren van de proef zijn met een krachtmeetdoos de krachten in de twee belastende vijzels gemeten. Tenzij anders vermeld wordt in het rapport de gemiddelde van deze waarden vermeld. De verplaatsingopnemers hebben de volgende functie: v1 en v2 meten van verplaatsingen van het proefstuk ter plaatse van de steunpunt, gemeten ten opzichte van een onafhankelijk punt; v3 meten van verplaatsing van het proefstuk in het midden van de overspanning ten behoeve van bepaling van de doorbuiging, gemeten ten opzichte van een onafhankelijk punt; v4 en v5 meten van verplaatsing van het proefstuk ter plaatse van de lastinleiding, gemeten ten opzichte van een onafhankelijk punt; v6 meten van vervormingsverschil in verticale richting over een lengte van 0,85 m ten behoeve van de bepaling van de kromming; v7 meting van de verplaatsing in horizontale richting over de voeg tussen de breedplaten; v11 en v12 meten van verschuiving tussen de breedplaat en de druklaag, in de lengte richting van het proefstuk, aan het einde van het proefstuk. Behoudens de metingen v11 en v12 zijn alle metingen uitgevoerd aan twee zijden van het proefstuk. De hierna gepresenteerde waarden zijn tenzij anders vermeld de gemiddelde waarden van deze metingen. De bevindingen bij het uitvoeren van de proeven VA18 en VL18 gaven aanleiding de metingen beperkt aan te passen. Deze bevindingen hadden betrekking op het niet optreden van verschuivingen tussen de druklaag en de breedplaat aan het einde van de proefstukken en het relatief lineaire verband tussen moment en kromming in het midden van het proefstuk. Daarom zijn de metingen v6, v11 en v12 verder niet meer uitgevoerd. In plaats daarvan zijn metingen uitgevoerd om de wijdte van de voeg tussen de breedplaat en de druklaag te meten, zie figuur Bijlage XI 14

82 kracht kracht v1 v4 v3 v5 v2 v22 v21 v23 v v figuur 12 Overzicht vierpuntsbuigproef met kracht- en verplaatsingsopnemers bij overige proefstukken De verplaatsingopnemers hebben de volgende functie: v1 en v2 meten van verplaatsingen van het proefstuk ter plaatse van de steunpunt, gemeten ten opzichte van een onafhankelijk punt; v3 meten van verplaatsing van het proefstuk in het midden van de overspanning ten behoeve van bepaling van de doorbuiging, gemeten ten opzichte van een onafhankelijk punt; v4 en v5 meten van verplaatsing van het proefstuk ter plaatse van de lastinleiding, gemeten ten opzichte van een onafhankelijk punt; v6 meten van vervormingsverschil in verticale richting over een lengte van 0,85 m ten behoeve van de bepaling van de kromming; v7 meting van de verplaatsing in horizontale richting over de voeg tussen de breedplaten; v21 en v23 meten van verticale verplaatsing over de voeg tussen de breedplaat en de druklaag op een afstand van 50 mm vanaf de voeg; v22 en v24 meten van verticale verplaatsing over de voeg tussen de breedplaat en de druklaag op een afstand van 250 mm vanaf de voeg Bijlage XI 15

83 5 Aanvullend onderzoek 5.1 Inleiding Naast de hiervoor beschreven experimenten op de weerstand en vervormingscapaciteit van de vloer ter plaatse van een langsvoeg in de breedplaten is aanvullend onderzoek uitgevoerd. Dit aanvullend onderzoek had met name betrekking op het bepalen van de eigenschappen van de aansluiting tussen de druklaag met betrekking tot de langsafschuiving. Daarnaast is de beton druksterkte bepaald middels het beproeven van betonkubussen (150 mm). De breedplaten zijn vervaardigd met zelfverdichtend beton. De druklaag met traditioneel grindbeton dat tijdens het storten met een trilnaad moet worden verdicht. Uit literatuur is bekend dat de aanhechting tussen zelfverdichtend beton en traditioneel grindbeton mogelijk minder goed is dan de aanhechting tussen twee delen die met traditioneel grindbeton vervaardigd zijn. Daarbij komt dat het oppervlak van de breedplaat van de BubbleDeckvloer niet wordt nabehandeld zodat deze als glad geclassificeerd moet worden. Het is daarom nuttig geacht om de weerstand tegen langsafschuiving van het aansluitvlak nader te onderzoeken. 5.2 Langsafschuiving proefstukken Inleiding Er zijn 4 proefstukken vervaardigd voor het onderzoeken van de weerstand tegen langsafschuiving. Om de invloed van de tralieliggers hierbij te beschouwen, is bij twee van de vier proefstukken voor het storten van de druklaag de tralieliggers in de breedplaat verwijderd. Evenals bij de proeven op de weerstand ter plaatse van de koppelwapening zijn deze proeven ook uitgevoerd bij twee verschillende betondruksterkten. Dan resteren de volgende proefstukken: LAM18 langsafschuiving met tralieliggers met gemiddelde kubusdruksterkte van 18 N/mm² LAM34 langsafschuiving met tralieliggers met gemiddelde kubusdruksterkte van 34,5 N/mm² LAZ18 langsafschuiving zonder tralieliggers met gemiddelde kubusdruksterkte van 18 N/mm² LAZ34 langsafschuiving zonder tralieliggers met gemiddelde kubusdruksterkte van 34,5 N/mm² De proefstukken zijn beproefd in een driepuntsbuigproef Proefstukken De proefstukken kunnen worden gemaakt met de breedplaten die ook gebruikt worden voor het toetsen van de weerstand van de verbinding met koppelwapening. De maximale lengte van de proefstukken is dan gelijk aan 3 m. Als breedte wordt 350 mm aangehouden. Om te waarborgen dat de proefstukken daadwerkelijk bezwijken op het vlak van de aanhechting tussen de breedplaat en de druklaag, is daar ter plaatse de breedte van de het proefstuk gereduceerd tot 240 mm, zie figuur Bijlage XI 16

84 13. In de proefstukken met tralieliggers zullen in de dwarsrichting vier tralieliggers zijn opgenomen, op 0,425 m en 1,275 m vanaf de einden van de breedplaten. Daar waar de breedte gereduceerd is, zijn de tralieliggers doorgeknipt figuur 13 Dwarsdoorsnede langsafschuifproefstuk Proefopstelling De proeven zijn uitgevoerd met een symmetrische driepuntsbuigproef. Het bezwijken op afschuiving kan zowel in het linker als in het rechter deel van het proefstuk optreden. In figuur 14 is een overzicht opgenomen van de kracht- en verplaatsingsopnemers die op de proefstukken kunnen worden aangebracht Bijlage XI 17

85 kracht v1 v3 v2 v11 v figuur 14 Opstelling driepuntsbuigproef voor het bepalen van de langsafschuiving weerstand De verplaatsingsopnemers hebben de volgende functie: v1 en v2 meten van verplaatsingen van het proefstuk ter plaatse van de steunpunten, te meten ten opzichte van een onafhankelijk punt, v3 meten van verplaatsing van het proefstuk in het midden van de overspanning ten behoeve van bepaling van de doorbuiging, te meten ten opzichte van een onafhankelijk punt; v11 en v12 meten van de verschuiving tussen de breedplaat en de druklaag aan het einde van het proefstuk in de lengte richting van het proefstuk. De metingen v1 t/m v3 zijn uitgevoerd aan de twee zijden van het proefstuk. Tenzij anders vermeld zijn de gemiddelde waarden van deze metingen beschreven. 5.3 Betondruksterkte Gelijk met het uitvoeren van een proef zijn een aantal betonkubussen vervaardigd op de datum van de stort van de druklaag. Een aantal van deze kubussen worden bewaard bij de vervaardigde proefstukken en worden beproefd op de dag dat een proefstuk beproefd wordt. Daarnaast worden een aantal kubussen geconditioneerd bewaard in een waterbak om overeenkomstig de regels de 28 daagse kubusdruksterkte te bepalen. De resultaten van deze proeven zijn beschreven in bijlage A.5 6 Productie van de proefstukken Ten behoeve van het vervaardigen van de proefstukken zijn breedplaten BD ; BD en BD nogmaals vervaardigd bij MBS in Vianen. Deze platen, voorzien van dezelfde wapening, zijn op 7/7/2017 gestort. De enige aanpassing betreft dat in plaat 1040 de verdeeldoos niet wordt ingestort en dat op die locatie gewoon een bol zal worden opgenomen en dat het expended metal, aangebracht om in het werk een stortvoeg mogelijk te maken, niet is aangebracht. Een uitgebreide beschrijving van de productie van de breedplaten is opgenomen in bijlage XII Bijlage XI 18

86 De breedplaten zijn vervaardigd met zelfverdichtend beton C45/55 geschikt voor milieuklasse XA2. Dit is hetzelfde mengsel als waarmee de breedplaten voor het feitelijke project zijn vervaardigd. Een beschrijving van het mengsel is opgenomen als bijlage A.1 De breedplaten, voorzien van wapening en bollen, zijn op 12 juli vervoerd naar Betonfabriek Vrijenban in Vianen. Bij het lossen van de platen is gebruikgemaakt van een enkele viersprong waarbij de last per haak relatief hoog was. Op drie punten is hierbij op een aantal plaatsen schade ontstaan aan de breedplaten. Drie van deze schades zijn opgenomen in de uiteindelijke proefstukken. Een nadere beschrijving van de schades en de locatie in de proefstukken zijn opgenomen in bijlage A.2. Na het lossen zijn de platen gezaagd in twee delen met ieder een lengte van 5 m, zie figuur 15. Vervolgens zijn vier platen naar het Structures Laboratory Eindhoven van de TU/e vervoerd. figuur 15 Overzicht van gedeelde breedplaten en indicatie van de proefstukken Bijlage XI 19

87 In het Structures Laboratory zijn de breedplaten neergelegd in een patroon zoals geschetst in figuur 16. Op deze wijze werden twee vloervelden met een afmeting van 5 6 m² gemaakt. De platen 1040R en 1047R zijn vlak neergelegd op houten baddingen. De platen 1047L en 1054L zijn op afschot op houten baddingen gelegd, zodat de beoogde knik kan worden gemaakt. Vervolgens zijn een randkist worden geplaatst, kan de koppelwapening en de koppelnetten voor de bovenwapening worden aangebracht. Het aanbrengen van de wapening, het storten van het beton etc. is in het laboratorium door medewerkers van de BAM uitgevoerd. Dit onder toezicht van medewerkers van Hageman R VL34-b 1040 R VA34 VL34-a VA18 VL18 LAZ34 LAM L KA L KL34-b KL34-a KA18 KL18 LAM34 figuur 16 LAZ18 Plattegrond productie proefstukken Bijlage XI 20

88 De druklaag op de breedplaten 1040R en 1047R is gestort op 26 juli. De druklaag op de breedplaten 1047L en 1054L is gestort op 28 juli. Het beton hiervoor is geleverd door Mebin en is van een kwaliteit C35/45 (Mengsel S49 T1). De korrelverdeling in de mengsel is gelijk aan die gebruikt is in het feitelijke project. Om een tragere verharding te bereiken is de verdeling van de type cementen in het mengsel aangepast. In het mengsel is 290 kg/m³ hoogovencement en 80 kg/m³ vliegas gebruikt. Informatie over het toegepaste beton voor de druklaag is opgenomen in bijlage A.4 Op 31 juli is gestart met het zagen van de proefstukken uit de gestorte vloervelden. De zaagwerkzaamheden zijn voortgezet tot 2 augustus en vervolgens op 7 augustus afgerond. 7 Resultaten van vierpuntsbuigproeven 7.1 VL18 De proef is uitgevoerd op 1 augustus Voorafgaand aan de proef is bij twee betonkubussen de druksterkte bepaald. Hierbij zijn een druksterkte van 22,6 en 22,9 N/mm² gevonden. Tijdens de proef gedroeg het proefstuk redelijk elastisch tot een belastingsniveau van 88,1 kn ter plaatse van iedere puntlast, zie figuur 22. Op dat moment ontstond scheurvorming tussen de rechter breedplaat (1047) en de druklaag, nabij de voeg tussen de twee breedplaten, zie figuur 17. figuur 17 Eerste niet-lineaire gedrag in de vorm van scheurvorming tussen rechter breedplaat (1047) en de druklaag bij een puntlast van 88,1 kn ieder (1436 s) Bij het voortzetten van de proef kon de belasting verder worden opgevoerd. Hierbij nam de vervorming van het proefstuk iets sneller toe en zette de scheur tussen de rechter breedplaat en de druklaag zich verder door, maar de scheurwijdte bleef beperkt, zie figuur Bijlage XI 21

89 figuur 18 Situatie juist voor de maximale belasting van 109,9 kn, scheurvorming is iets verder doorgezet maar de scheurwijdte is nog beperkt (1808 s) Een maximale belasting werd bereikt bij twee puntlasten van gemiddeld 109,9 kn. Daarna viel de belasting terug tot circa 95 kn en nam de wijdte van de scheur tussen de breedplaat 1047 en de druklaag verder toe, zie figuur Bijlage XI 22

90 figuur 19 Belasting is teruggevallen tot 95,7 kn en de scheur is verder ontwikkeld (1867 s) Na deze terugval van belasting, was een verdere voortzetting van de proef mogelijk en werd een beperkte toename van de belasting gehaald bij een forse toename van de verplaatsing. Hierbij ontstond scheurvorming rondom de tralieligger die op 400 mm vanaf de voeg in breedplaat 1047 is opgenomen, zie figuur 20. Uiteindelijk bezwijk het proefstuk bij een gemiddelde puntlast van 101 kn. Op dat moment wordt de tralieligger uit het beton van de breedplaat getrokken Bijlage XI 23

91 figuur 20 De belasting is toegenomen tot 101 kn op het moment dat de tralieligger uit de rechter breedplaat (1047) wordt getrokken (1882 s) Na het bezwijken van het proefstuk is aan beide zijden van het proefstuk waarneembaar dat de tralieligger uit de rechter breedplaat is getrokken. De horizontale scheur zet zich verder door en gaat na circa 750 mm, ter hoogte van de bollen en het einde van de in het proefstuk aanwezige koppelwapening omhoog, zie figuur Bijlage XI 24

92 figuur 21 Het proefstuk is bezweken, de belasting is teruggevallen (1922 s) De relatie tussen de gemiddelde puntlast en de doorbuiging van het proefstuk is beschreven in figuur 22. De beschreven vervorming is berekend uit v3 (v1+v2)/2 (zie figuur 11) puntlast [kn] figuur doorbuiging [mm] Last-vervormingsgedrag van proefstuk VL18 Aan weerszijde van het proefstuk is de toename van de wijdte van de voeg tussen de breedplaten gemeten. Deze resultaten zijn beschreven in figuur 23. Het blijkt dat het niet-lineaire deel van het last-vervormingsgedrag en de toename van de voegwijdte goed met elkaar overeen komen Bijlage XI 25

93 puntlast [kn] verandering voegwijdte [mm] voor achter figuur 23 Toename van de wijdte van de voeg tussen de breedplaten proefstuk VL18 Met de opnemers v11 en v12 is de verschuiving tussen de druklaag en de breedplaten, aan het einde van het proefstuk gemeten. Uit de geregistreerde waarden blijkt dat er ter plaatse van het einde van het proefstuk geen verschuiving tussen deze delen optreedt. Tot slot is het moment-krommingsgedrag van het middelste deel van het proefstuk bepaald. Dit is gedaan over een grote en een korte lengte: lang: kort: κ = 8(v3 (v4 + v5)/2)/(1600 mm)² κ = 8 v6/(850 mm)² Het moment is bepaald door de grootte van de puntlast te vermenigvuldigen met een arm van 0,816 m, de afstand tussen de lastpunten en de opleggingen. De resulterende relatie is gegeven in figuur 24. Uit de figuur blijkt dat het verschil tussen beide krommingen beperkt van grootte is. moment [knm] kromming 10-6 [mm -1 ] lang kort figuur 24 Relatie tussen moment en kromming (lang = 1,6 m, kort 0,85 m) proefstuk VL Bijlage XI 26

94 7.2 VA18 De proef is uitgevoerd op 2 augustus Voorafgaand aan de proef is bij twee betonkubussen de druksterkte bepaald. Hierbij zijn een druksterkte van 24,2 en 25,0 N/mm² gevonden. Vanwege de relatief hoge temperatuur in het laboratorium en de benodigde tijd om de proefstukken uit het vervaardigde vloerveld te zagen, is het niet mogelijk gebleken om de proeven uit te voeren met de beoogde druksterke van 18 N/mm². Het last-verplaatsingsgedrag van het proefstuk is gegeven in figuur 25. De maximale grootte van de puntlast is gelijk aan 118,1 kn en treedt op bij een doorbuiging van 4,1 mm. puntlast [kn] figuur doorbuiging [mm] Last-vervormingsgedrag van proefstuk VA18 Het eerst niet-lineaire gedrag trad op toen er scheurvorming zichtbaar werd tussen de rechter breedplaat (1047) en de druklaag, bij de voeg tussen de breedplaten. Daarna ontstonden ook aan de andere zijde van de voeg, scheuren tussen de linker breedplaatvloer (1040) en de druklaag, zie figuur Bijlage XI 27

95 figuur 26 Scheurvorming tussen breedplaten en druklaag nabij voeg bij een belasting van 116,4 kn (1605 s) In het linkerdeel van het proefstuk is de bol die zichtbaar is, tijdens het storten iets opgedreven zodat beton van de druklaag tussen de onderzijde van de bol en de breedplaat is gekomen. De scheurvorming bij de linker breedplaat zette zich door onder bol in het hechtvlak tussen de breedplaat en de druklaag, zie figuur 27. Het belastingsniveau blijft hierbij nagenoeg constant terwijl de vervormingen wel toenemen Bijlage XI 28

96 figuur 27 Scheurvorming zet door onder bol, 116,4 kn (1708 s) De wijdte van de scheur in het linkerdeel nam verder toe terwijl de scheurvorming in het rechterdeel gelijk bleef, zie figuur 28. Er was sprake van een beperkte teruggang van de belasting op het proefstuk. figuur 28 Toename van scheurvorming bij een belasting van 110,9 kn (2027 s) Bijlage XI 29

97 Uiteindelijk werd de tralieligger die zich tussen de twee bollen in breedplaat 1040 bevond, uit de breedplaat getrokken en viel de belasting zo ver terug dat het proefstuk was bezweken. Na het bezwijken van de verankering van de tralieligger trok de horizontale scheur verder door tot het einde van de koppelwapening in de druklaag, vervolgens loopt het omhoog, figuur 29. Opgemerkt wordt dat schade 1, zie bijlage A.2, zich aan de rand van het aansluitvlak tussen breedplaat 1047 en de druklaag, in het niet bezweken deel van het proefstuk, bevindt. figuur 29 Bezweken proefstuk VA18 Tijdens de proeven is de toename van de voegwijdte gemeten, zie figuur Bijlage XI 30

98 puntlast [kn] verandering voegwijdte [mm] voor achter figuur 30 Toename van de wijdte van de voeg tussen de breedplaten proefstuk VA moment [knm] lang kort 20 figuur kromming 10-6 [mm -1 ] Relatie tussen moment en kromming proefstuk VA18 Evenals bij proefstuk VL18 was er aan het einde van het proefstuk geen sprake van een verschuiving tussen de druklaag en de breedplaten. 7.3 KL18 Voorafgaand aan het uitvoeren van proef KL18 is de meetopstelling aangepast tot die in figuur 12 is geschetst. De meting van de verschuiving aan het einde van het proefstuk is vervallen omdat bij de eerdere twee proeven is vastgesteld dat deze niet optrad en het niet aannemelijk is dat deze bij andere proeven wel zal optreden. De meting van de kromming over de korte lengte is eveneens vervallen omdat deze slechts beperkt afweek van de kromming die bepaald is over de grotere lengte en er zo ruimte gemaakt kon worden voor de opnemers om in verticale richting de scheurwijdte over de voeg tussen de breedplaat en de druklaag op een aantal plaatsen te meten Bijlage XI 31

99 De proef is uitgevoerd op 2 augustus Voorafgaand aan de proef is bij twee betonkubussen de druksterkte bepaald. Hierbij zijn een druksterkten van 22,3 en 23,0 N/mm² gevonden. Het last-verplaatsingsgedrag van het proefstuk is gegeven in figuur 32. De maximale grootte van de puntlast is gelijk aan 109,5 kn en treedt op bij een doorbuiging van 19 mm. Het last-vervormingsgedrag vertoond eerder al een piek van 99,8 kn bij een doorbuiging van 2,5 mm. puntlast [kn] figuur doorbuiging [mm] Last-vervormingsgedrag van proefstuk KL18 Hierna is de vervorming van de voeg tussen de breedplaten beschreven middels de toename van de wijdte van de voeg tussen de twee breedplaten, zie figuur 33, en de scheurwijdte van de voeg in de verticale richting. In figuur 34 is de scheurwijdte beschreven op 50 mm vanaf de voeg en in figuur 35 is de scheurwijdte beschreven op 250 mm vanaf de voeg. puntlast [kn] verandering voegwijdte [mm] voor achter figuur 33 Toename van de wijdte van de voeg bij proefstuk KL Bijlage XI 32

100 puntlast [kn] scheurwijdte [mm] links 1 rechts 1 figuur 34 Scheurwijdte over voeg tussen breedplaat en druklaag op 50 mm (v21 links 1 en v23 rechts 1) puntlast [kn] scheurwijdte [mm] links 2 rechts 2 figuur 35 Scheurwijdte over voeg tussen breedplaat en druklaag op 250 mm (v22 links 2 en v24 rechts 2) Bijlage XI 33

101 figuur 36 Scheurvorming tussen breedplaten en druklaag van KL18 bij een belasting van 105,6 kn (2221 s) (breedplaten: rechts is 1047 links is 1054) In figuur 37 is het bezweken proefstuk getoond. Het bezwijkbeeld is overeenkomstig de eerder beschreven proeven. Het bezwijken treedt uiteindelijk op als de tralieligger op circa 400 mm vanaf de voeg tussen de breedplaten uit breedplaat 1054 wordt getrokken. figuur 37 Bezweken proefstuk KL18 bij een resterende belasting van 76,5 kn (2483 s) Bijlage XI 34

102 In figuur 38 is het moment-krommingsgedrag van het proefstuk geschetst moment [knm] kromming 10-6 [mm -1 ] figuur 38 Relatie tussen moment en kromming proefstuk KL KA18 De proef is uitgevoerd op 3 augustus Voorafgaand aan de proef is bij twee betonkubussen de druksterkte bepaald. Hierbij zijn druksterkten van 24,3 en 25,2 N/mm² gevonden. Het last-verplaatsingsgedrag van het proefstuk is gegeven in figuur 39. De maximale grootte van de puntlast is gelijk aan 113,2 kn en treedt op bij een doorbuiging van 4,2 mm. puntlast [kn] figuur doorbuiging [mm] Last-vervormingsgedrag van proefstuk KA18 Hierna is de vervorming van de voeg tussen de breedplaten beschreven middels de toename van de wijdte van de voeg tussen de twee breedplaten, zie figuur 40, en de scheurwijdte van de voeg in de Bijlage XI 35

103 verticale richting. In figuur 41 is de scheurwijdte beschreven op 50 mm vanaf de voeg en in figuur 42 is de scheurwijdte beschreven op 250 mm vanaf de voeg. puntlast [kn] verandering voegwijdte [mm] voor achter figuur 40 Toename van de wijdte van de voeg bij proefstuk KA18 puntlast [kn] scheurwijdte [mm] links 1 rechts 1 figuur 41 Scheurwijdte over voeg tussen breedplaat en druklaag op 50 mm (v21 links 1 en v23 rechts 1) Bijlage XI 36

104 puntlast [kn] scheurwijdte [mm] links 2 rechts 2 figuur 42 Scheurwijdte over voeg tussen breedplaat en druklaag op 250 mm (v22 links 2 en v24 rechts 2) In figuur 43 is het proefstuk zichtbaar juist voordat de maximale belasting is bereikt. De scheurwijdte ter plaatse van het aansluitvlak tussen de druklaag en breedplaat 1054 is nog beperkt. figuur 44 toont het proefstuk nadat de maximale belasting is bereikt. De scheurwijdte in het aansluitvlak is groot. Tevens is ter plaatse van de linker bol de voortgang van de scheur in verticale richting zichtbaar. Opgemerkt wordt dat schade 2, zie bijlage A.2, zich aan de rand van het aansluitvlak tussen breedplaat 1054 en de druklaag, in het bezweken deel van het proefstuk, bevindt Bijlage XI 37

105 figuur 43 Scheurvorming tussen breedplaten en druklaag van KA18 bij een belasting van 111,5 kn (1635 s) (breedplaten: rechts is 1047 links 1054) figuur 44 Bezweken proefstuk KA18 bij een resterende belasting van 92,7 kn (1650 s) Bijlage XI 38

106 In figuur 45 is het moment-krommingsgedrag van het proefstuk geschetst moment [knm] Reeks figuur 45 kromming 10-6 [mm -1 ] Relatie tussen moment en kromming proefstuk KA KL34a De proef is uitgevoerd op 11 augustus Voorafgaand aan de proef is bij twee betonkubussen de druksterkte bepaald. Hierbij zijn een druksterkten van 33,2 en 33,4 N/mm² gevonden. Het last-verplaatsingsgedrag van het proefstuk is gegeven in figuur 46. De maximale grootte van de puntlast is gelijk aan 107 kn en treedt op bij een doorbuiging van 4,7 mm. puntlast [kn] figuur doorbuiging [mm] Last-vervormingsgedrag van proefstuk KL34a Bijlage XI 39

107 De toename van de wijdte van de voeg tussen de twee breedplaten is gegeven in figuur 47. In figuur 48 en figuur 49 worden respectievelijk de scheurwijdte in het aansluitvlak op 50 mm en 250 mm vanaf de voeg weergegeven. puntlast [kn] verandering voegwijdte [mm] voor achter figuur 47 Toename van de wijdte van de voeg bij proefstuk KL34a puntlast [kn] scheurwijdte [mm] links 1 rechts 1 figuur 48 Scheurwijdte over voeg tussen breedplaat en druklaag op 50 mm (v21 links 1 en v23 rechts 1) Bijlage XI 40

108 puntlast [kn] scheurwijdte [mm] links 2 rechts 2 figuur 49 Scheurwijdte over voeg tussen breedplaat en druklaag op 250 mm (v22 links 2 en v24 rechts 2) In figuur 50 is het proefstuk zichtbaar nadat de maximale belasting is bereikt. Het bezwijkbeeld is gelijk aan dat bij de eerdere proeven is aangetroffen. Na het bereiken van de maximale belasting wordt uiteindelijk de tralieligger naast de rechter bol uit breedplaat 1054 getrokken. Opgemerkt wordt dat schade 2, zie bijlage A.2, zich aan de rand van het aansluitvlak tussen breedplaat 1054 en de druklaag, in het bezweken deel van het proefstuk, bevindt. In de figuren is zichtbaar dat de scheur tussen breedplaat 1054 en de druklaag de schadevorm bij de tralieligger volgt. figuur 50 Scheurvorming tussen breedplaten en druklaag bij een belasting van 107 kn (1610 s) (breedplaten: rechts is 1054 links 1047) Bijlage XI 41

109 figuur 51 Bezweken proefstuk bij een verplaatsing van 5,6 mm en een belasting van 103 kn (1660 s) In figuur 52 is het moment-krommingsgedrag van het proefstuk geschetst moment [knm] kromming 10-6 [mm -1 ] figuur 52 Relatie tussen moment en kromming proefstuk KL34a 7.6 VL34a De proef is uitgevoerd op 28 augustus Voorafgaand aan de proef is bij een betonkubus de druksterkte bepaald, 36,6 N/mm² Bijlage XI 42

110 Het last-verplaatsingsgedrag van het proefstuk is gegeven in figuur 53. De maximale grootte van de puntlast is gelijk aan 120 kn en treedt op bij een doorbuiging van 4,4 mm. puntlast [kn] figuur doorbuiging [mm] Last-vervormingsgedrag van proefstuk VL34a Het gedrag van het proefstuk vertoont wat betreft het ontstaan van scheurvorming tussen de breedplaten en de druklaag verder veel overeenkomsten met de eerder beschreven proeven. Het bezwijkvlak is ontstaan tussen breedplaat 1047 en de druklaag. Ter illustratie is hierna in figuur 54 de toename van de scheurwijdte tussen de breedplaat en de druklaag of 50 mm vanaf de voeg geschetst. Opgemerkt wordt dat schade 1, zie bijlage A.2, zich aan de rand van het aansluitvlak tussen breedplaat 1047 en de druklaag, in het bezweken deel van het proefstuk, bevindt. puntlast [kn] scheurwijdte [mm] links 1 rechts 1 figuur 54 Scheurwijdte over voeg tussen breedplaat en druklaag op 50 mm (v21 links 1 en v23 rechts 1) Bijlage XI 43

111 7.7 KL34b De proef is uitgevoerd op 30 augustus Voorafgaand aan de proef is bij een betonkubus de druksterkte bepaald, 37,8 N/mm². Het last-verplaatsingsgedrag van het proefstuk is gegeven in figuur 55. De maximale grootte van de puntlast is gelijk aan 94,3 kn en treedt op bij een doorbuiging van 3,1 mm. puntlast [kn] figuur doorbuiging [mm] Last-vervormingsgedrag van proefstuk KL34b Het bezwijken trad op in het rechter deel van het proefstuk tussen breedplaat 1047 en de druklaag. Het gedrag is gelijk aan dat van eerdere proeven. Dit blijkt ook uit de volgende twee figuren, waarin zichtbaar is dat de scheurwijdte tussen de breedplaat en de druklaag aan de rechterzijde fors toeneemt terwijl die aan de linkerzijde van het proefstuk beperkt blijft tot circa 0,5 mm. puntlast [kn] scheurwijdte [mm] links 1 rechts 1 figuur 56 Scheurwijdte over voeg tussen breedplaat en druklaag op 50 mm (v21 links 1 en v23 rechts 1) Bijlage XI 44

112 puntlast [kn] scheurwijdte [mm] links 2 rechts 2 figuur 57 Scheurwijdte over voeg tussen breedplaat en druklaag op 250 mm (v22 links 2 en v24 rechts 2) figuur 58 Scheurvorming tussen breedplaten en druklaag van proefstuk KL34b bij een belasting van 94,3 kn kn (1270 s) Opgemerkt wordt dat schade 3, zie bijlage A.2, zich midden in het bezwijkvlak bevindt Bijlage XI 45

113 7.8 VA34, VL34b en KA34 De proefstukken VA34, VL34b en KA34 zijn gebruikt om de effectiviteit van eventuele versterkingsmaatregelen te onderzoeken. De resultaten van deze proeven zijn niet gerapporteerd in deze rapportage. 7.9 Samenvatting en nadere uitwerking Alle proefstukken zijn bezweken op het aansluitvlak tussen de druklaag en de breedplaat. Bij een toenemende belasting neemt de scheurwijdte in het aansluitvlak langzaam toe tot dat de maximale last wordt benaderd. Daarna neemt de scheurwijdte snel toe en wordt de tralieligger op circa 400 mm vanaf de voeg op trek belast. Tot slot wordt bij een toename van de doorbuiging en de scheurwijdte van de voeg van het aansluitvlak deze tralieligger uit de breedplaat getrokken en is het proefstuk bezweken. Bij alle uitgevoerde proeven is hierbij wel enige vervormingscapaciteit gevonden. Hierna zijn in tabel 2 de resultaten van de verschillende proeven samengevat. Vervolgens zijn middels een raster de locaties van de verschillende bezwijkvlakken in figuur 59 aangegeven. In de proefstukken is in het midden van de overspanning ten gevolge van het eigen gewicht van het proefstuk een moment aanwezig van circa 10 knm. De invloed van het verschil in het aantal bollen per proefstuk is voor deze proefstukken verder niet significant. Het moment ten gevolge van de uitgeoefende belasting is gelijk aan 0,816m maal de last, zie figuur 11. tabel 2 proefstuk Samenvatting van proefresultaten datum f cm,cube maximale [MPa] last [kn] maximaal moment [knm] breedplaat in bezwijkvlak schade VL18 1/8/17 22, VA18 2/8/17 24, rand 1047 (1) KL18 2/8/17 22, KA18 3/8/17 24, rand 1054 (2) KL34a 11/8/17 33, rand 1054 (2) VL34a 28/8/17 36, rand 1047 (1) KL34b 30/8/17 37, midden 1047 (3) Bijlage XI 46

114 1047 L KA L 1047 R VL34-b 1040 R KL34-b 3 VA34 KL34-a VL34-a 2 1 KA18 VA18 KL18 VL18 LAM34 figuur 59 LAZ18 LAZ34 Locatie van bezwijkvlakken en schade per proefstuk LAM18 Vanwege de relatief hoge temperatuur in het laboratorium en de benodigde tijd om de proefstukken uit het vervaardigde vloerveld te zagen, is het niet mogelijk gebleken om de proeven uit te voeren met de beoogde druksterke van 18 N/mm². Mede daarom is er ook voor gekozen om bij de proefstukken 34 ook te streven naar een iets hogere druksterkte dan 34 N/mm² bij het beproeven. 8 Resultaten driepuntsbuigproef 8.1 LAZ18 en LAZ34 Bij de proefstukken LAZ18 en LAZ34 was er geen andere verbinding tussen de breedplaat en de druklaag dan de hechting van het ter plaatse gestorte beton van de druklaag en het reeds verharde zelfverdichtend beton van de breedplaat. Bij het hijsen van beide proefstukken bezweek het hechtvlak tussen de breedplaat en de druklaag gelijk. De breedplaat bleef op de ondersteuning liggen, zie figuur 60. De proeven konden daarom niet op deze proefstukken worden uitgevoerd. figuur 60 Proefstuk LAZ18 tijdens het hijsen, de breedplaat is op de ondersteuning blijven liggen Bijlage XI 47

115 8.2 LAM18 De proef is uitgevoerd op 1 augustus Voorafgaand aan de proef is bij twee betonkubussen de druksterkte bepaald. Hierbij zijn een druksterkte van 22,6 en 22,9 N/mm² gevonden. Proefstuk LAM18 is vervaardigd op breedplaat Tijdens de proef gedroeg het proefstuk zich redelijk elastisch tot een belastingsniveau van 50,6 kn. Op dat moment ontstond in het midden van het proefstuk een verticale scheur onder in de druklaag, zie figuur 61. Het beton van de breedplaat bleef hierbij ongescheurd. Met een beperkte afname van de stijfheid kan de belasting op het proefstuk verder worden opgevoerd. Bij een belasting van 71,3 kn ontstond in het rechter deel van het proefstuk een tweede scheur op circa 220 mm uit het midden van het proefstuk. Deze scheur loopt zowel verticaal als horizontaal in het aansluitvlak tussen de druklaag en de breedplaat, zie figuur 62. Na het ontstaan van deze scheurvorming is de belasting teruggevallen tot circa 45 kn en is de vervorming snel toegenomen. Bij een verdere toename van de vervorming en het optreden van een verschuiving in het aansluitvlak kon de belasting opnieuw worden opgevoerd. Hierbij nam de wijdte van het verticale deel van de tweede scheur fors toe. Bij een belasting 70,5 kn trad uiteindelijk bezwijken van het proefstuk op, zie figuur 63. figuur 61 Ontstaan van eerste scheur bij een last van 50,6 kn (970 s) Bijlage XI 48

116 figuur 62 Tweede scheur ontstaat bij een last van 71,3 kn (1172 s 1177 s) figuur 63 Druklaag rechter deel schuift af bij een last van 70,5 kn (1292 s) Na het uitvoeren van de proef blijkt dat de tweede scheur ontstaan is direct naast de tralieligger en dat het resterende deel van de druklaag dan op 1075 mm vanaf het midden met 4 diagonaaldraden van de tralieligger met de breedplaat is verbonden. Bij het uiteindelijk bezwijken zijn deze diagonaal draden gebroken. Het last-vervormingsgedrag van het proefstuk is opgenomen in figuur 64. Hierin zijn de hiervoor beschreven discontinuïteiten duidelijk waarneembaar. In figuur 65 is de verschuiving van de druklaag ten opzichte van de breedplaat getoond. Hieruit blijkt dat na het ontstaan van de tweede scheur deze verschuiving bij het rechter deel van de proefstuk fors toeneemt totdat uiteindelijk het bezwijken van het proefstuk optreedt. De maximale verschuiving is gelijk aan circa 10 mm Bijlage XI 49

117 belasting [kn] doorbuiging [mm] figuur 64 Last-vervormingsgedrag van proefstuk LAM18 belasting [kn] links rechts verschuiving [mm] figuur 65 Verschuiving tussen druklaag en breedplaat aan het einde van proefstuk LAM Bijlage XI 50

118 figuur 66 Bezweken tralieligger aan het einde van het proefstuk LAM18 In figuur 66 is de bezweken tralieligger zichtbaar nadat het losliggende deel van de druklaag is opgetild. In het bezwijkvlak waren 2 2 staven Ø6 van de diagonaaldraden van de tralieligger aanwezig. De tralieligger is aan het einde van de proef voor een deel uit het beton getrokken. Bij het verder optillen van de druklaag, na afloop van de proef, is de diagonaaldraad gebroken. Na afloop van de proef is de ruwheid van het afschuifvlak gemeten door de bovenzijde van de breedplaat 1054 te beschouwen. De ruwheid bedraagt ongeveer 2,6 mm. Hierbij moet opgemerkt worden dat het oppervlak erg vlak (licht golvend is). Het gemeten hoogteverschil lijkt voornamelijk hierdoor te worden bepaald. figuur 67 Bepaling ruwheid proefstuk LAM18 (breedplaat 1040) Bijlage XI 51

119 8.3 LAM34 De proef is uitgevoerd op 21 augustus Voorafgaand aan de proef is bij een betonkubus de druksterkte bepaald, 37,5 N/mm². Proefstuk LAM34 is vervaardigd op breedplaat Tijdens de proef gedroeg het proefstuk redelijk elastisch tot een belastingsniveau van 66 kn. Op dat moment ontstond in het midden van het proefstuk een verticale scheur onder in de druklaag. De breedplaat bleef hierbij ongescheurd. Daarna ontstond bij een belastingsniveau van 85 kn zowel aan de linker als aan de rechterzijde een nieuwe scheur in de druklaag, zie figuur 68. Hierna kon de belasting verder worden opgevoerd met een iets afnemende stijfheid. Bij een belasting van 103,5 kn trad uiteindelijk bezwijken op toen de linker scheur in de druklaag zich doorzette in het aansluitvlak tussen de druklaag en de breedplaat, zie figuur 69. figuur 68 Nieuwe scheuren bij een last van 88 kn (1291 s) Bijlage XI 52

120 figuur 69 Scheur in aansluitvlak tussen druklaag en breedplaat bij 103,5 kn (1734 s) Na het uitvoeren van de proef blijkt dat de tweede en derde scheur ontstaan zijn direct naast de tralieligger. Tussen deze scheuren en de oplegging is dan op 1075 mm vanaf het midden nog één tralieligger aanwezig die met 4 diagonaaldraden van de tralieligger die de breedplaat en de druklaag met elkaar verbindt. Bij het bezwijken zijn de diagonaaldraden van de linker tralieligger gebroken. Het last-vervormingsgedrag van het proefstuk is opgenomen in figuur 70. In figuur 71 is de verschuiving van de druklaag ten opzichte van de breedplaat getoond. Hieruit blijkt dat na het bereiken van de maximale belasting de verschuiving bij het linker deel van de proefstuk fors toeneemt belasting [kn] doorbuiging [mm] figuur 70 Last-vervormingsgedrag van proefstuk LAM Bijlage XI 53

121 belasting [kn] links rechts verschuiving [mm] figuur 71 Verschuiving tussen druklaag en breedplaat aan het einde van proefstuk LAM34 De ruwheid van het proefstuk bedraagt ongeveer 5,5 mm, zie figuur 71. Aan de bovenzijde van breedplaat 1047 zijn uitstekels waarneembaar van het grove toeslagmateriaal. figuur 72 Bepaling ruwheid proefstuk LAM34 (breedplaat 1047) 8.4 Samenvatting en nadere uitwerking Alle proefstukken zijn bezweken op het moment dat er een tweede buigscheur ontstaat die in horizontale richting doorloopt in het aansluitvlak tussen de druklaag en de breedplaat. Uiteindelijk zijn hierbij de tralieliggers aan het einde van het bezweken deel van het proefstuk afgeschoven Bijlage XI 54

122 Hierna zijn in tabel 3 de resultaten van de twee proeven samengevat. Het gewicht van het proefstuk is gelijk aan 3,8 kn/m. In de proefstukken is in het midden van de overspanning ten gevolge van het eigen gewicht van het proefstuk een moment aanwezig van circa 2,9 knm. Het moment ten gevolge van de uitgeoefende belasting is gelijk aan 0,625m maal de last, zie figuur 14. De maximale dwarskracht is gelijk aan de halve maximale last, vermeerderd met 4,8 kn. tabel 3 proefstuk Samenvatting van proefresultaten langsafschuifproeven datum f cm,cube maximale maximaal maximale [N/mm²] last moment dwarskracht [kn] [knm] [kn] breedplaat LAM18 1/8/17 22,7 71,3 46,5 40, LAM34 21/8/17 37,5 103,5 67,6 56, Analyse van de resultaten 9.1 Beoordeling van momentweerstand Het moment dat als maximum moment gehaald wordt, is vergeleken met het bezwijkmoment dat gehaald zou worden als de koppelwapening tot vloei zou zijn gekomen. Dit laatste moment, M y, kan worden benaderd met de volgende vergelijking: Af s s M y = Asfs d 0,52 b 0,8f cm,cube waarin: A s is het oppervlak van doorsnede van de koppelwapening f s is de gemiddelde vloeigrens van het wapeningsstaal, hier aangenomen als 550 N/mm² d is de effectieve hoogte van de koppelwapening, 372 mm b is de breedte van het proefstuk, 800 mm f cm,cube is de gemiddelde beton kubusdruksterkte In tabel 4 is de waarde van M y en de waarde van het maximale moment in het proefstuk M R beschreven Bijlage XI 55

123 tabel 4 proefstuk Samenvatting van proefresultaten koppelwapenning/ A s f cm,cube [mm²] [N/mm²] 400 mm M y [knm] M R [knm] VL18 3Ø16 1Ø , VA18 3Ø16 1Ø , KL18 4Ø , KA18 4Ø , KL34a 4Ø , VL34a 3Ø16 1Ø , KL34b 4Ø , Uit tabel 4 blijkt dat de weerstand van de proefstuk fors kleiner is dan die bereikt zou worden als de koppelwapening tot vloeien zou komen. Het bezwijken van de proefstukken in het aansluitvlak tussen de breedplaten, zoals dat in hoofdstuk 7 is beschreven, heeft een fors lagere weerstand dan bij het bezwijken van de wapening zou worden gehaald. In het constructief ontwerp is aangenomen dat het bezwijken van de wapening gehaald zou kunnen worden. Hierna wordt voor de bezweken proefstukken een gemiddelde schuifspanning v in het aansluitvlak berekend op basis van een trekkracht in de koppelwapening F k, die bij het bezwijken optreedt en die als afschuifkracht overgedragen moet worden via het bruto oppervlak van het afschuifvlak in de aansluiting tussen breedplaat en druklaag, A a. Bij de bepaling van dit bruto oppervlak wordt de invloed van de bollen op het afschuifvlak niet beschouwd. Het oppervlak wordt gelijk aangenomen aan de breedte van het proefstuk maal de lengte van de verankering van de koppelwapening boven de breedplaat: 0,8 0,775 = 0,62 m² F v = A s f s M R/M y v = F v / A a tabel 5 proefstuk Samenvatting van proefresultaten f cm,cube koppelwapening/ A s [N/mm²] [mm²] 400 mm M y [knm] M R [knm] F v [kn] v [N/mm²] VL18 22,7 3Ø16 1Ø ,47 VA18 24,6 3Ø16 1Ø ,49 KL18 22,6 4Ø ,47 KA18 24,7 4Ø ,48 KL34a 33,3 4Ø ,45 VL34a 36,3 3Ø16 1Ø ,49 KL34b 37,8 4Ø ,40 Bij proef KL34b is een relatief lage bezwijkbelasting gevonden. Het is mogelijk dat de aanwezigheid van schade 3, midden in het bezweken afschuifvlak, hierop van invloed is geweest, zie figuur 59. Als deze proef buiten beschouwing wordt gelaten, varieert de grootte van de gemiddelde schuifspanning v tussen 0,45 N/mm² en 0,49 N/mm² Bijlage XI 56

124 Het blijkt dat de grootte van de druksterkte van de druklaag, de laagste druksterkte van het aanwezige beton, geen invloed heeft op de grootte van de gemiddelde schuifspanning op het moment van bezwijken. Verder kan geconcludeerd worden dat, bij de gevonden bezwijkvorm waarbij het aansluitvlak afschuift, verder onderzochte variaties, zoals de knik, het aantal aanwezige bollen en de verdeling van de koppelwapening, geen invloed hebben op de gevonden weerstand van de proefstukken. 9.2 Beoordeling resultaat langsafschuifproeven Bij de langsafschuifproeven is bezwijken opgetreden op het moment dat het aansluitvlak tussen de druklaag en de breedplaat is bezweken. Volgens vergelijking 6.24 uit paragraaf van NEN-EN kan de schuifspanning in het aansluitvlak als volgt worden berekend: v = V/(z b) waarin: v is de schuifspanning in het aansluitvlak V is de dwarskracht in het beschouwde liggerdeel z is de inwendige hefboomsarm, hier aangehouden op 0,9 d = 0,9 409 = 367 mm b is de breedte van het aansluitvlak, 240 mm. tabel 6 proefstuk Berekening schuifspanningen in aansluitvlak f cm,cube maximale v [N/mm²] dwarskracht [kn] [N/mm²] LAM18 22,7 40,4 0,46 LAM34 37,5 56,6 0,64 Op basis van de regels in van NEN-EN zou de schuifsterkte van het aansluitvlak gelijk zijn aan: v R = c f ctm waarin: c is een factor afhankelijk van de ruwheid van het oppervlak gekozen c = 0,20 voor een vrij oppervlak zonder nabehandeling na het trillen f ctm is de gemiddelde betontreksterkte 0,30(0,8 f cm,cube 4MPa) 2/3 = 1,75 N/mm² voor f cm,cube= 22,7 N/mm² = 2,63 N/mm² voor f cm,cure = 37,5 N/mm² De waarde van 4MPa in bovenstaande vergelijking is gebaseerd op de wijze waarop in NEN-EN 206 van gemiddelde naar karakteristieke waarde van de druksterkte wordt gegaan. Hieruit volgen de volgende waarde voor v R v R = 0,35 N/mm² Bijlage XI 57

125 v R = 0,52 N/mm² Het blijkt dat de schuifsterkte volgens NEN-EN , gebaseerd op de gemiddelde treksterkte van het beton kleiner is dan de schuifspanningen in het proefstuk. De invloed van de aanwezige tralieliggers moet als beperkt worden beschouwd. Dit mede omdat de afstand tussen de toegepaste tralieliggers in sommige delen van de ligger relatief groot is (850 mm) en beduidend groter is dan de nuttige hoogte van de beschouwde balk. 9.3 Beoordeling van gezamenlijke resultaten Uit de analyse van de vierpuntsbuigproeven in 9.1 blijkt dat de druksterkte van het beton van de druklaag geen invloed heeft op de weerstand van het proefstuk. Uit een analyse van de driepuntsbuigproeven in 9.2 lijkt dit echter wel het geval te zijn. Alles overziende is hierbij echter een kanttekening te maken. Behoudens dat de druksterkte van het beton bij proefstuk LAM34 beduidend hoger is, is ook gebleken dat het aansluitvlak bij dat proefstuk ruwer was dan bij LAM18. Uit figuur 59 blijkt dat bij de Knik proefstukken, behoudens bij proefstuk KL34-b met de reeds besproken schade 3, het bezwijken steeds optreedt bij de aansluiting met breedplaat 1054 en dat de aansluiting met breedplaat 1047 intact bleef. Als de figuren A10 tot en met A14 in bijlage A.3 worden bekeken, blijkt dat in het gebied waar de koppelwapening is geplaatst het oppervlak van breedplaat 1054 minder ruw is dan oppervlak van breedplaat Proefstuk LAM34 is genomen uit breedplaat 1047 en is relatief ruw, ten opzichte van proefstuk LAM18 dat is genomen uit breedplaat Geconcludeerd wordt dat het niet zo zeer de betondruksterkte is die bepalend is voor de gemiddelde sterkte van het afschuifvlak maar de ruwheid van de plaat. Bij de vierpuntsbuigproeven, waarin van twee verschillende breedplaten een aansluitvlak aanwezig is, zal in het algemeen het minst ruwe aansluitvlak bezwijken. De gemiddelde schuifspanning waarbij dit gebeurt, 0,45 N/mm² tot 0,49 N/mm² komt goed overeen met de afschuifsterkte die is gevonden bij de langsafschuifproef LAM18 waarbij het aansluitvlak ook beperkt ruw is. Bij de onderzochte proefstukken kan de weerstand van het proefstuk worden benaderd door de weerstand van de aanwezige koppelwapening te beperken ten gevolge van de geringe afschuifweerstand van het aansluitvlak tussen de breedplaat en de druklaag, uitgaande van een gemiddelde schuifsterkte van 0,45 N/mm². De kracht in de koppelwapening moet als afschuifkracht door het aansluitvlak om op die wijze een overlappingslas te vormen met de in de breedplaten aanwezige wapening. 9.4 Beantwoording van het doel van het onderzoek Op basis van de beschikbare informatie waren er twijfels of de BubbleDeck vloer, zoals ontworpen en uitgevoerd, ter plaatse van de langsnaden tussen de breedplaten voldoende weerstand heeft om de veldmomenten met een momentvector evenwijdig aan de langsnaden te kunnen weerstaan. Deze twijfels betroffen met name de kwaliteit van de verbinding in de breedplaatvloer waarbij een overlappingslas wordt gemaakt door het aanbrengen van de koppelwapening, die over de voeg tussen twee breedplaten wordt aangebracht en direct op de breedplaten wordt geplaatst, met de wapening in de breedplaat Bijlage XI 58

126 Uit de proefresultaten is gebleken dat de verbinding niet de kwaliteit heeft om de koppelwapening op de breedplaten of de wapening in de breedplaten tot bezwijken te krijgen. Het bezwijken treedt op omdat de kracht in de koppelwapening en de wapening in de breedplaat als afschuifkracht door het aansluitvlak van de breedplaat en de druklaag moet en dat dit aansluitvlak onvoldoende weerstand heeft om deze kracht te weerstaan. druk druklaag druk trek koppelwapening trek figuur 73 breedplaat afschuifvlak Afschuifvlak in aansluitvlak tussen breedplaat en druklaag en in overlappingslas tussen koppelwapening en breedplaatwapening Tijdens de uitgevoerde experimenten op de verbinding is geconstateerd dat er weliswaar een te beperkte weerstand beschikbaar is, maar dat de verbinding wel enige vervormingscapaciteit bezit Bijlage XI 59

127 Bijlage A A.1 Samenstelling beton breedplaatvloer Tijdens het storten van de breedplaatvloeren bij MBS te Vianen is de volgende betonbon ontvangen: Bijlage XI A-1

128 Bijlage XI A-2

129 A.2 Beschrijving schade aan breedplaatelementen 1047 R VL34-b 1040 R VA34 VL34-a 1 VA18 VL18 LAZ34 LAM L KA L KL34-b 3 KL34-a 2 KA18 KL18 LAM34 figuur A-1: Locatie van de schades LAZ18 Schade 1 en schade 2 bevinden zich op de zaagsnede tussen twee proefstukken. Schade 3 bevindt zich midden in proefstuk KL34b Bijlage XI A-3

130 fiiguur A-2: Schade 1 figuur A-3: Schade Bijlage XI A-4

131 figuur A-4: Schade Bijlage XI A-5

132 A.3 Verdeling koppelstaven per proefstuk figuur A-5 Proefstuk VL18 figuur A-6 Proefstuk VA boven / 1047 onder 1040 boven / 1047 onder figuur A-7 Proefstuk VL34a figuur A-8 Proefstuk VA boven / 1047 onder 1040 boven / 1047 onder Bijlage XI A-6

133 figuur A-9 Proefstuk VL34-b 1040 boven / 1047 onder figuur A-10 Proefstuk KL18 figuur A-11 Proefstuk KA boven / 1054 onder 1047 boven / 1054 onder Bijlage XI A-7

134 figuur A-12 Proefstuk KL34a figuur A-13 Proefstuk KL34b 1047 boven / 1054 onder 1047 boven / 1054 onder figuur A-14 Proefstuk KA boven / 1054 onder Bijlage XI A-8

135 A.4 Betonsamenstelling druklaag Op 26 en 28 juli zijn onderstaande betonbonnen ontvangen Bijlage XI A-9

136 Bijlage XI A-10

137 A.5 Sterkte ontwikkeling betondruklaag In de onderstaande grafiek is de sterkteontwikkeling van het beton van de druklaag beschreven. Het beton voor de proefstukken V---- is op 26 juli gestort. Het beton voor de proefstukken K---- is op 28 juli gestort kubusdruksterkte [MPa] ouderdom [dagen] Bij een ouderdom van 28 dagen zijn van iedere stort ook twee kubussen gedrukt die overeenkomstig EN 206 geconditioneerd bewaard zijn in een waterbak. De gemiddelde kubusdruksterkte die hierbij gevonden zijn, zijn: stort 26/7/17 stort 28/7/17 f cm,cube = 42,3 N/mm² f cm,cube = 38,2 N/mm² Bijlage XI A-11

138 Bijlage XII Verslag: bezoek MBS Vianen storten breedplaten d.d. 7 juli Inleiding Op vrijdag 7 juli jl. is een bezoek gebracht aan de productielocatie van betonfabriek MBS (Multi- Beton) gelegen aan De Limiet 23b te Vianen. Op deze locatie worden (naast diverse andere betonproducten) de breedplaten van BubbleDeck gestort. Aanwezig: - Robbert Plug BubbleDeck directeur; - Eric ter Heerdt MultiBeton bedrijfsleider; - Nico Smit MultiBeton kwaliteitsmanager; - Jan de Goede BAM Diverse opmerkingen tijdens overleg: - Concremote te volgen d.m.v. gastcode : Jan; - 2 e baan enige tijd in gebruik langebaan principe; - Elk element is uniek; - Minimale ontkistingssterkte = ca. 15 N/mm 2 ; - De op vrijdag gestorte elementen worden maandag pas ontkist; - Er wordt een standaardmengsel toegepast. Waarnemingen / bevindingen op productielocatie: - Wapeningskorven gekeurd (uit Belgie onder KOMO); - Wapening gecontroleerd = akkoord; - Bollenpatroon etc. akkoord; - Extra bol toegevoegd / centraaldoos vervallen; - Hoofdwapening is lokaal te kort (t.p.v. positie centraaldoos); - Strekmetaal vervallen; - Kleine beschadigingen bovennet; - Zie ook opmerkingen bijgevoegde tekeningen - Korven worden in het zelfverdichtende beton gedrukt; - Oppervlak wordt niet opgeruwd / geharkt etc. - Gestorte elementen worden voorzien van ballast en afgedekt met zeil. Div. - Zagen van de elementen kan niet bij MBS; - Andere opties bekijken - Andere netten met ponsbeugels bekeken (zie foto s) Bijlage XII 1

139 Bijlage XII 2

140 Bijlage XII 3

141 Bijlage XII 4

142 Bijlage XII 5

143 Bijlage XII 6

144 Bijlage XII 7

145 Bijlage XII 8

146 Bijlage XII 9

147 Bijlage XII 10

148 Bijlage XII 11

149 Bijlage XII 12

150 Bijlage XII 13

151 Bijlage XII 14